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UNIVERSIDADE FEDERAL DO CEARÁ

CENTRO DE TECNOLOGIA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DE TRANPORTES

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE TRANSPORTES

JORGE LUIZ OLIVEIRA LUCAS JÚNIOR

INFLUÊNCIA DA ADESIVIDADE AGREGADO-LIGANTE NO TRINCAMENTO

POR FADIGA DE MISTURAS ASFÁLTICAS

FORTALEZA

2018


INFLUÊNCIA DA ADESIVIDADE AGREGADO-LIGANTE NO TRINCAMENTO POR

FADIGA DE MISTURAS ASFÁLTICAS

Dissertação apresentada ao Programa de Pós-

Graduação em Engenharia de Transportes da

Universidade Federal do Ceará, como requisito

parcial para a obtenção do título de Mestre em

Engenharia de Transportes.

Área de concentração: Infraestrutura de

Transportes.

Orientador: Prof. Jorge Barbosa Soares, Ph.D.

FORTALEZA

2018

Dados Internacionais de Catalogação na Publicação

Universidade Federal do Ceará

Biblioteca Universitária

Gerada automaticamente pelo módulo Catalog, mediante os dados fornecidos pelo autor

L966i Lucas Júnior, Jorge Luiz Oliveira.

Influência da Adesividade Agregado-Ligante no Trincamento por Fadiga de Misturas

Asfálticas / Jorge Luiz Oliveira Lucas Júnior. – 2018.

134 f.: il. color.

Dissertação (mestrado) – Universidade Federal do Ceará, Centro de Tecnologia, Programa

de Pós-Graduação em Engenharia de Transportes, Fortaleza, 2018.

Orientação: Prof. Dr. Jorge Barbosa Soares.

1. Adesividade. 2. Fadiga. 3. Dano por umidade. 4. Mistura asfáltica. 5. PDI. I. Título.

CDD 388


INFLUÊNCIA DA ADESIVIDADE AGREGADO-LIGANTE NO TRINCAMENTO POR

FADIGA DE MISTURAS ASFÁLTICAS

Dissertação apresentada ao Programa de Pós-

Graduação em Engenharia de Transportes da

Universidade Federal do Ceará, como requisito

parcial à obtenção do título de Mestre em Engenharia

de Transportes. Área de concentração: Infraestrutura

de Transportes.

Aprovada em: 16/03/2018.

BANCA EXAMINADORA

_____________________________________________

Prof. Jorge Barbosa Soares, Ph.D. (Orientador)

Universidade Federal do Ceará (UFC)

_____________________________________________

Prof. Francisco Héber Lacerda de Oliveira, Dr.

Universidade Federal do Ceará (UFC)

_____________________________________________

Prof. Lucas Feitosa de Albuquerque Lima Babadopulos, Ph.D.

Faculdade Ari de Sá (FAS)

____________________________________________

Dr. Jorge Carvalho Pais, Ph.D.

Universidade do Minho (UMINHO)

AGRADECIMENTOS

Sou muito grato às dificuldades que tive que transpor em minha vida até o presente

momento, foram elas que me fizeram querer mais, procurar ser melhor e por isso trabalhar

incansavelmente.

Da minha Mãe (Maria Francisca) herdei a força do trabalho, mas não do trabalho

que todos realizam, e sim do trabalho que ninguém consegue fazer como nós dois. Seja lá o que

ela for fazer ninguém fará melhor e isso levo comigo onde quer que eu vá. Seu amor e força

para transpassar as dificuldades e sempre fazer o melhor para a Família, mesmo que não seja o

melhor para si. Te agradeço pela vida que me deu, pelos ensinamentos, pelo amor, pelo apoio

incondicional nos meus estudos e por tudo o que fez e faz por mim e por nossa família.

Do meu Pai (Jorge Lucas) herdei o nome e a curiosidade, àquela que nunca cessa

quando em contato com algo que nos interessa. Apesar de minha fraca memória, das raras

lembranças que tenho de minha infância, lembro que uma vez meu Pai me disse: “O pobre só

tem uma alternativa para mudar de vida: o estudo”. E a partir desse dia eu estudei para mudar

de vida, mas bem lá no fundo o que eu sempre quis foi o conhecimento por assuntos novos. Te

agradeço pela vida que me deu, pelo amor pelas pescarias que me passaste, por apoiar meus

estudos e minhas decisões e por tudo o que fez e faz por mim e por nossa família.

Aos meus irmãos Anelise, Marcelo, Aline e Maurício agradeço tudo que vivemos

juntos. A Anelise por sempre ter sido um exemplo de dedicação nos estudos e por sempre me

incentivar a querer mais. Ao Marcelo por sempre tentar me proteger seja no colégio ou quando

fomos morar em Caxias. A Aline por me ensinar que nenhuma dificuldade é mais forte que o

desejo de ser feliz. Ao Maurício por me ensinar a ouvir mais e falar menos. Aos meus irmãos

agradeço pela paciência que sempre tiveram comigo e pelo apoio às minhas decisões.

À minha Vó Elza e meu Tio Renato que recentemente faleceram agradeço pelos

momentos juntos, pelas conversas, pelo apoio e pela alegria. Ao meu cunhado Luciano por me

incentivar e minha sobrinha Natália por me aturar. Ao meu irmão Édersom com quem só tive

contato quando adulto, mas quem tenho imenso orgulho de sua capacidade de trabalho.

E para encerrar esses singelos agradecimentos à Família, guardei um lugar especial

à minha amada Angelina e ao meu filho Thiago: A Angelina agradeço por ter entrado na minha

vida e por me ensinar coisas novas a cada dia. A me apoiar incondicionalmente nas decisões de

estudar. Obrigado por me ensinar que juntos podemos chegar onde quisermos. Sou grato por

me aceitar e me amar como eu sou. Todo esse trabalho só foi possível graças a ti, que tanto

amor trouxe para minha vida e que me ensina a cada dia ser uma pessoa melhor. Ao Thiago

agradeço por me ensinar a ser um Pai melhor, por ser uma criança adorável e por ser paciente

nas minhas cobranças. Agradeço a vocês por abdicarem de tantos momentos de lazer para que

eu pudesse dedicar as muitas horas que esse trabalho mereceu.

Aos amigos que em sua maioria não puderam participar desse processo, devido a

distância, agradeço por terem passado em minha vida. Em especial agradeço aos colegas de

graduação: Carlos Olavo (Carlinho), Dimas (Rosê), Guilherme (Cascão), Jonathan (Lapiseira),

Kauê (Coalhada), Lucas (Cabeludo), Luciano (Tibiriçá/beberiquieto), Rodrigo (Meu guri),

Thiago (Ninito). Pelos momentos vividos juntos, pelas risadas que não foram poucas, pelo

companheirismo nos estudos, meu agradecimento.

A todos os colegas que entraram comigo no Mestrado e que muitas vezes

entenderam e foram pacientes com minha linguagem do Pampa Gaúcho. Em especial àqueles

que tiveram mais próximos desse trabalho: A Regilene (por quase me deixar surdo com seus

gritos, mas sempre solicita com meus pedidos); Ao Jorge Luis (pelo companheirismo, por seus

ensinamentos, por sempre estar aberto a dividir seus conhecimentos e pelo ensinamento de

construir um excelente cronograma no Word); A Lara (a minha companheira nas primeiras e

desastrosas provas de estatística, com quem eu senti a importância do Excel, vendo suas

maravilhosas planilhas, e pelas análises no AIMS); A Raimi (por sempre rir das minhas piadas

mesmo que elas não tenham graça, por todos os materiais emprestados/dados, pelas caminhadas

até a Geologia, pelas longas horas de análises no ABS); Ao Lucas Cavalcante (por todas as

caronas em que ele mentia muito e eu fingia que acreditava, por ouvir minhas descobertas que

revolucionariam a pavimentação, pelo companheirismo, pelo apoio e pelas risadas. Ao Manoel

Gualberto (meu companheiro de laboratório, que esteve presente no dia a dia da pesquisa, por

todas coletas que realizamos juntos quebrando o balde cedido pela pedreira ou andando uns 15

km a mais por estarmos perdidos, ou pelo roubo de seu carro enquanto pechinchávamos a

compra de sacos para a coleta de agregados, por todos os fracionamentos, as dosagens, os

aprendizados que tivemos juntos). Sem vocês talvez esse trabalho fosse possível de ser

realizado, mas não com a alegria que foi.

Agradeço aos colegas que de alguma forma estiveram envolvidos neste trabalho:

Sameque, Davidson, Daiane, Ana Tália, Fernando, Leticia, Samuel, Jardel, Alessandra, Sara,

Dani, Lorran, Francisco e por último Juceline (que em muitas conversas na sala de modelagem

me estimulou com palavras de otimismo sobre meu trabalho e em alguns momentos difíceis me

fez sentir que eu tinha valor para o programa e por isso estava ali, obrigado).

A todos os integrantes do Laboratório de Mecânica dos Pavimentos e outros

laboratórios: Anselmo, Ricardo, Roberto, Siroca, Wesley, Hermano. A Dona Maria e Heliane

(pelos cafés ...). Em especial a Anie que muito pacientemente ouviu minhas solicitações (carros

para coletas/baldes/colas/marcação da qualificação) uma pessoa fundamental para o bom

funcionamento do laboratório. Por último e não menos especial ao Rômulo que traz alegria para

o laboratório mesmo nos seus dias mais mal-humorados. Por toda a ajuda e pelos ensinamentos

práticos de muitos anos que ele está disposto a passar. Obrigado por sua sinceridade e por seu

carinho.

Agradeço a todos os Professores do Petran, em especial aos que estiveram mais

próximos nas disciplinas ou no convívio: Ernesto, Suelly e Verônica. A FUNCAP pela bolsa

de mestrado e ao PETRAN pelo acolhimento e oportunidades concedidas. Ao Professor Sasaki

e ao Laboratório de Raios X da UFC pelas análises de Fluorescência de Raio X.

Agradeço ao Professor Héber, por aceitar participar da minha banca, pelos almoços

no RU, pelos cafés em sua sala e por todos seu apoio e incentivo.

Agradeço ao Professor Jorge Pais, que solicitamente se dispôs a avaliar esse

trabalho em uma sexta-feira à tarde, e desde já agradeço as contribuições que com toda a certeza

serão de grande valia para a melhoria do trabalho.

Agradeço ao Professor Lucas Babadopulos. Não terei palavras para expressar toda

gratidão que sinto pelos ensinamentos e pelo tempo despendido no ensinamento dos ensaios e

da viscoelasticidade/fadiga. Reforçou em mim algo que eu sempre tive comigo: repassar o

conhecimento. Agradeço pela paciência em suas explicações, por todos os materiais

disponibilizados e por seu otimismo sempre dizendo que vou conseguir. E por fim sempre

perguntando, “Já terminou o mestrado?”, chegou o dia de dizer: Sim!

Por fim guardei um lugar especial para o Professor Jorge Soares. Lembro-me como

se fosse nesse momento em que escrevo estas palavras o primeiro dia que o vi, na sala de

entrevistas da seleção do mestrado. Talvez ele não se recorde, mas eu sim. Ao final da entrevista

ele perguntou-me: “Você tem algo mais a dizer?”. E eu prestes a ir embora de Fortaleza por

falta de oportunidades de trabalho disse: “Sim”. Eu olhei para ele e disse: “Eu só preciso de

uma chance, só uma chance para provar quem eu sou”. Ele me deu essa chance e espero não o

ter decepcionado. Pode ser que algumas palavras que falamos ou atitudes que tomamos mude

nossas vidas e a vida das pessoas que estão ao nosso redor. Como uma frase que o Professor

Jorge sempre fala e que me incentiva e faz ter a certeza que estou no caminho certo: “Não há

nada que resista a longa horas de trabalho”. Serei eternamente grato por essa chance que tive

de trabalhar contigo e desse mundo asfáltico que se abriu para minhas vistas.

Muitas vezes o Homem do Pampa tem dificuldades de expressar os sentimentos

com palavras faladas, então aproveitei as palavras escritas para deixar visível para a eternidade

a minha gratidão a vocês e muitas outras pessoas não citadas aqui.

Paro por aqui! Nem que eu tivesse um número de páginas que seguisse uma função

lim𝑥→0

1

𝑥 eu conseguiria expressar a minha gratidão a todos que de alguma maneira fizeram parte

desse trabalho e por isso peço desculpas se esqueci alguém.

OBRIGADO!

O céu é o limite,

...

e um enxame de abelhas também!

Jorge Lucas Júnior

RESUMO

A adesividade agregado-ligante, quando insatisfatória, tem a capacidade de diminuir a vida útil

dos pavimentos asfálticos, devido à ação da umidade, podendo atuar com um catalisador para

o aparecimento de outros defeitos que afetam o revestimento asfáltico, como o trincamento por

fadiga. O objetivo desta pesquisa foi estudar a influência da adesividade no trincamento por

fadiga do revestimento asfáltico. Investigou-se a adesividade sob a óptica das propriedades

físico-químicas dos agregados com um ligante puro e com um ligante modificado por aditivo

melhorador de adesividade. Uma mistura adicional foi utilizada para avaliar o potencial uso de

resíduos plásticos como melhorador de adesividade. Foi desenvolvido um método de

Processamento Digital de Imagens para tornar o resultado do ensaio tradicional de adesividade

quantitativo. O efeito da umidade foi investigado pelo ensaio de Dano por Umidade Induzida e

por meio do ensaio de arrancamento Asphalt Bond Strength. As propriedades de forma dos

agregados foram medidas no Aggregate Imaging Measurement System. A caracterização de

rigidez foi realizada por meio do ensaio de Módulo Dinâmico por Compressão Axial e para a

modelagem viscoelástica linear utilizou-se o modelo 2S2P1D. A fadiga das misturas asfálticas

foi investigada em laboratório pelo ensaio Cíclico de Tração/Compressão Uniaxial utilizando

o protocolo S-VECD. A angularidade, a textura e a porosidade dos agregados não mostraram

boas correlações com a adesividade. Por outro lado, a composição de sílica e de óxido de cálcio

dos agregados apresentaram boas correlações com os resultados de adesividade, assim como o

resultado do dano por umidade induzida. Os resíduos plásticos proporcionaram resultados de

adesividade e dano por umidade melhores se comparados à mistura de controle. Os resultados

do ensaio de arrancamento mostraram que o melhorador de adesividade produziu melhor

resposta que as misturas puras em amostras condicionadas à umidade por 12 h. Quanto a

caracterização de rigidez as misturas com ligante puro apresentaram valores mais elevados de

módulo dinâmico |E*| a temperaturas mais baixas, enquanto que a temperaturas médias e altas

o aditivo produziu incremento no |E*| das misturas analisadas. As curvas de fadiga mostraram

que para uma mesma condição de dano acumulado, a integridade do material se manteve maior

nas misturas com determinado tipo de agregado e com ligante puro em relação as misturas com

ligante com aditivo. A simulação de fadiga mostrou que as misturas com melhor adesividade

tiveram maior vida de fadiga, inferindo-se que o aditivo melhorador de adesividade teve

impacto positivo na vida de fadiga das misturas asfálticas analisadas.

Palavras-chave: Adesividade, fadiga, dano por umidade, mistura asfáltica, PDI.

ABSTRACT

The unsatisfactory aggregate-binder adhesiveness can shorten the service life of asphalt

pavements due to the action of moisture, it may speeds the appearance of other defects such as

fatigue cracking. The objective of this research was to study the influence of adhesiveness upon

fatigue cracking of the asphalt coating. The adhesiveness was investigated from the viewpoint

of the physicochemical properties of the aggregates with a pure binder and a binder modified

by antistripping agent. An additional mixture investigated with the purpose of evaluating the

potential use of plastic bags as an adhesiveness improver. A Digital Image Processing method

was developed to make the result of the traditional adhesion test quantitative. The effect of

moisture was investigated by the Moisture Induced-Damage test and by the Asphalt Bond

Strength pullout test. The shape properties of the aggregates were measured in the Aggregate

Image Measurement System. The stiffness characterization was performed using the Axial

Compression Dynamic Modulus test and the 2S2P1D model was used for linear viscoelastic

modeling. The fatigue of the asphalt mixtures was investigated under a Uniaxial

Tension/Compression Cyclic test using the S-VECD protocol. Angularity, texture and porosity

of the aggregates not show good correlations with the adhesiveness. On the other hand, iron

and calcium oxide content of the aggregates showed good correlations with the adhesiveness,

as well as the result of the induced moisture damage. Plastic bags provided better adhesion and

moisture damage results when compared to control mixtures. The pullout test results showed

that the antistripping produced better response than the pure binder in samples conditioned to

moisture for 12 h. As for the characterization of stiffness the pure binder mixtures showed

higher values of dynamic modulus |E*| at lower temperatures, while at medium and high

temperatures the antistripping produced an increase in |E*| of the analyzed mixtures. The

fatigue curves showed that for the same condition of accumulated damage, the integrity of the

material remained higher in the mixtures with a specific aggregate in comparison to other and

with pure binder comparison the antistripping analyzed. Fatigue simulation showed that the

mixtures with better adhesiveness had a longer fatigue life, with the conclusion that the

adhesion improver had a positive impact on the fatigue life of the asphalt mixtures analyzed.

Keywords: Adhesiveness, fatigue, moisture damage, asphalt mixture.

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 – Principais patologias dos pavimentos brasileiros .................................................... 20

Figura 2 – Início do processo de trincamento devido ao tráfego .............................................. 21

Figura 3 – Vida útil do pavimento asfáltico devido aos danos causados pela água ................. 22

Figura 4 – Condição de superfície do pavimento analisado pela CNT .................................... 26

Figura 5 – Qualidade dos pavimentos ...................................................................................... 27

Figura 6 – Arranjo dos componentes do CAP .......................................................................... 28

Figura 7 – Estrutura química dos ácidos carboxílicos presentes na superfície do asfalto ........ 28

Figura 8 – Composição de sílica em diferentes tipos de agregados ......................................... 29

Figura 9 – Estrutura química genérica de agregados minerais com alto teor de sílica ............. 30

Figura 10 – Mecanismo de funcionamento dos agentes melhoradores de adesividade ........... 31

Figura 11 – Componentes da mistura asfáltica ......................................................................... 32

Figura 12 – Forças predominantes na mistura asfáltica ........................................................... 32

Figura 13 – Evolução de microtrincas em revestimentos asfálticos devido à umidade ........... 34

Figura 14 – Ligações e/ou interações a nível atômico/molecular de misturas asfálticas ......... 35

Figura 15 – Fatores que interferem na adesividade da mistura asfáltica .................................. 37

Figura 16 – Mecanismos de penetração da água ou umidade .................................................. 38

Figura 17 – Climograma de Fortaleza, ano 2016. .................................................................... 39

Figura 18 – Mecanismos que afetam a adesividade pela ação da água .................................... 41

Figura 19 – Equipamento e esquema do ensaio ABS ............................................................... 42

Figura 20 – Tipos de falha em ensaios de arrancamento. ......................................................... 43

Figura 21 – Diagrama tensão-deformação para diferentes materiais ....................................... 44

Figura 22 – Diagrama tensão-deformação genérico ................................................................. 44

Figura 23 – Elemento de Hooke e elemento de Newton .......................................................... 45

Figura 24 – Líquido de Maxwell e sólido de Kelvin ................................................................ 45

Figura 25 – Modelos viscoelásticos lineares de espectro discreto ........................................... 46

Figura 26 – Modelos viscoelásticos de espectro contínuo ....................................................... 46

Figura 27 – Representação do modelo 2S2P1D ....................................................................... 47

Figura 28 – Esquema do ensaio módulo dinâmico uniaxial ..................................................... 48

Figura 29 – Plano complexo ..................................................................................................... 49

Figura 30 – Construção de curva mestra .................................................................................. 49

Figura 31 – Outras representações gráficas .............................................................................. 50

Figura 32 – Curva 𝐶 𝑣𝑠 𝑆 ......................................................................................................... 52

Figura 33 – Fluxograma da parte experimental ........................................................................ 55

Figura 34 – Comparação entre as peneiras normatizadas pelo DNIT e pela AASHTO .......... 56

Figura 35 – Curva granulométrica das misturas asfálticas ....................................................... 56

Figura 36 – Curvas granulométricas por pilha do agregado 1 e do agregado 2 ....................... 57

Figura 37 – Melhoria do recobrimento com a adição de RSP .................................................. 59

Figura 38 – Ensaio de adesividade da mistura M1-R ............................................................... 65

Figura 39 – Imagens padrão utilizadas para comparação ......................................................... 67

Figura 40 – Imagem monocromática ........................................................................................ 67

Figura 41 – Limiarização da imagem ....................................................................................... 68

Figura 42 – Inversão dos pixels ................................................................................................ 68

Figura 43 – Separação dos agregados....................................................................................... 70

Figura 44 – Detecção de outliers .............................................................................................. 71

Figura 45 – Esquema simplificado do ensaio dano por umidade induzida .............................. 73

Figura 46 – Preparação das amostras para o ensaio ABS ......................................................... 75

Figura 47 – Equipamento usado no ensaio de arrancamento ................................................... 76

Figura 48 – Análise de angularidade e textura ......................................................................... 77

Figura 49 – Preparação do CP para o ensaio de módulo dinâmico .......................................... 78

Figura 50 – Montagem do ensaio de módulo dinâmico ........................................................... 79

Figura 51 – Diferença nos fatores de deslocamento (WLF e Arrhenius) ................................. 82

Figura 52 – Preparação e montagem para o ensaio de fadiga a tração/compressão ................. 83

Figura 53 – Ajuste de sinal e/ou PID para melhoria do sinal ................................................... 84

Figura 54 – Ruptura do CP ....................................................................................................... 86

Figura 55 – Análise visual da ruptura na tela do ensaio ........................................................... 87

Figura 56 – Determinação de 𝑁𝑓 em função do ângulo de fase (LVDT) ................................ 88

Figura 57 – Integridade e dano em função do tempo ............................................................... 89

Figura 58 – Resultado qualitativo do ensaio de adesividade .................................................... 91

Figura 59 – Processamento digital da imagem da mistura M1-P ............................................. 92

Figura 60 – Processamento da imagem das misturas M1-R e M2-P ........................................ 92

Figura 61 – Agregado 1 antes e após o PDI ............................................................................. 93

Figura 62 – Correlação angularidade e textura com a adesividade do agregado 1 .................. 94

Figura 63 – Agregado 2 antes e após PDI ................................................................................ 95 Figura 64 – Correlação angularidade e textura com a adesividade do agregado 2 .................. 96

Figura 65 – Relação da absorção do agregado graúdo com a adesividade ............................... 97

Figura 66 – Composição química e 𝐴𝑃𝐷𝐼 dos 4 agregados ..................................................... 98

Figura 67 – Relações da adesividade com os óxidos presentes nos agregados ........................ 99

Figura 68 – Dano por umidade induzida ................................................................................ 100

Figura 69 – Relação da 𝑅𝑇 com a adesividade....................................................................... 101

Figura 70 – Relação da 𝑅𝑅𝑇 com a adesividade .................................................................... 101

Figura 71 – POTS média em função do tempo (condição seca) ............................................. 102 Figura 72 – Dispersão de POTS em função do tempo (Condição seca) ................................. 103

Figura 73 – POTS média em função do tempo (condição úmida – 3 h) ................................. 103

Figura 74 – Dispersão de POTS em função do tempo (condição úmida – 3 h) ...................... 104

Figura 75 – POTS média em função do tempo (condição úmida – 6 h) ................................. 104

Figura 76 – Dispersão de POTS em função do tempo (condição úmida – 6 h) ...................... 105

Figura 77 – POTS média em função do tempo (condição úmida – 12 h) ............................... 105

Figura 78 – Dispersão de POTS em função do tempo (condição úmida – 12 h) .................... 106

Figura 79 – Comparação de 𝑃𝑂𝑇𝑆 entre as misturas em cada condição de ensaio ............... 107

Figura 80 – 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 das quatro misturas analisadas para 12 h de condicionamento .............. 108

Figura 81 – Relação de 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 com APDI .............................................................................. 109

Figura 82 – Resultados de rigidez das misturas asfálticas...................................................... 109

Figura 83 – Curvas mestras segmentadas por temperatura .................................................... 110

Figura 84 – Modelagem 2SP1D ............................................................................................. 111

Figura 85 – Comparação da Série de Prony (KVG) com 2S2P1D ......................................... 112

Figura 86 – Interconversão dos parâmetros de rigidez ........................................................... 113

Figura 87 – Curva característica de dano e curva 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 da mistura M1-P ..................... 114

Figura 88 – Curva característica de dano e curva 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 da mistura M1-M .................... 114

Figura 89 – Curva característica de dano e curva 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 da mistura M2-P ..................... 114

Figura 90 – Curva característica de dano e curva 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 da mistura M2-M .................... 115

Figura 91 – Curvas características de dano e curvas 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 ............................................. 116

Figura 92 – Simulação da fadiga a 𝑁𝑓 constante ................................................................... 117

Figura 93 – Representação tridimensional da simulação de fadiga ........................................ 118 Figura 94 – Conclusões específicas dos temas abordados ..................................................... 121

Figura 95 – Etapas e código implementado do PDI ............................................................... 133

Figura 96 – Ruptura de alguns CPs usados no ensaio de fadiga ............................................ 134

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 – Forças intermoleculares e suas características ........................................................ 36

Tabela 2 – Caracterização física dos agregados minerais ........................................................ 57

Tabela 3 – Composição química dos agregados ....................................................................... 58

Tabela 4 – Caracterização dos ligantes asfálticos .................................................................... 59

Tabela 5 – Propriedades do aditivo .......................................................................................... 60

Tabela 6 – Comparação do percentual de área determinada por PDI com o teórico ............... 69

Tabela 7 – Influência dos limiares no resultado de 𝐴𝑃𝐷𝐼 ........................................................ 69

Tabela 8 – Teste estatístico de Thompson modificado para determinação de outliers. .......... 71

Tabela 9 – Valores limites para cada tipo de propriedade física .............................................. 77

Tabela 10 – Recomendações para realização do ensaio ........................................................... 79

Tabela 11 – Tensões máximas aplicadas no ensaio de módulo dinâmico ................................ 80

Tabela 12 – Fatores e comparação de erro de WLF com Arrhenius ........................................ 81

Tabela 13 – Condições para determinar as amplitudes de deformação .................................... 85

Tabela 14 – Resultados médios dos parâmetros volumétricos das dosagens ........................... 90

Tabela 15 – Percentuais de áreas em PDI................................................................................. 93

Tabela 16 – Percentual de área de agregado recoberto pelo ligante em PDI da mistura M1-P 94

Tabela 17 – Percentual de área de agregado recoberto pelo ligante em PDI da mistura M2-P 95

Tabela 18 – APDI dos quatro agregados recobertos pelo ligante puro ....................................... 97

Tabela 19 – Possíveis variáveis interferentes na rigidez ........................................................ 110

Tabela 20 – Parâmetros do modelo 2S2P1D, a TREF = 21,1 ºC .............................................. 111

Tabela 21 – Espectro de relaxação e espectro de retardação .................................................. 112

Tabela 22 – 𝐶𝑓 e 𝑆𝑓 das misturas testadas ............................................................................. 115

Tabela 23 – Parâmetros de fadiga........................................................................................... 116

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

AASHTO American Association of State Highway and Transportation Officials

ABEDA Associação Brasileira das Empresas Distribuidoras de Asfaltos

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

AMO Aditivo Orgânico Melhorador de Adesividade

ANP Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e Biocombustíveis

ASTM American Society for Testing and Materials

ABS Asphalt Bond Strength

CAP Cimento Asfáltico de Petróleo

CBUQ Concreto Betuminoso Usinado a Quente

CNT Confederação Nacional do Transporte

CP Corpo-de-prova

DNER Departamento Nacional de Estradas e Rodagens

DNIT Departamento Nacional de Infraestrutura de Transportes

EUA Estados Unidos da América

FUNCEME Fundação Cearense de Meteorologia e Recursos Hídricos

H+ Íon Hidrogênio

IBGE Instituto Brasileiro de Geografia e Estatística

NBR Norma Brasileira

NCHRP National Cooperative Highway Research Program

PATTI Pneumatic Adhesion Tensile Testing Instrument

PEBD Polietileno de Baixa Densidade

pH Potencial Hidrogeniônico

POTS Força de Arrancamento de Tração

RSP Resíduos de Sacola Plástica

SEINFRA-CE Secretaria da Infraestrutura do Estado do Ceará

SHRP Strategic Highway Research Program

SMA Stone Mastic Asphalt

Superpave Superior Performing Asphalt Pavement

LISTA DE SÍMBOLOS

α Ângulo Alfa

β Ângulo Beta

µ Viscosidade

C Carbono

H Hidrogênio

H2O Água

H3O+ Hidrônio

H+ Cátion Hidrogênio

M Molaridade

N Nitrogênio

NH3 Amônia

O Oxigênio

pH Potencial Hidrogeniônico

R Radical Orgânico

Si Silício

Si-OH Silanol

POTS Pull-off Tensile Strength

BP Pressão de Ruptura

Aps Área de Contato de Arrancamento

C* Constante do Pistão

𝐺𝑚𝑏 Densidade Aparente Medida

𝐺𝑚𝑚 Densidade Máxima Medida

𝑉𝑣 Volume de Vazios

𝑉𝐶𝐵 Vazios com betume

𝑉𝐴𝑀 Vazios do Agregado Mineral

𝑅𝐵𝑉 Relação Betume/Vazios

𝜌𝐶𝐴𝑃 Densidade do CAP

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO........................................................................................................... 20

1.1 Considerações Iniciais ................................................................................................ 20

1.2 Contextualização ......................................................................................................... 20

1.3 Problema de Pesquisa e Relevância do Estudo ........................................................ 22

1.4 Objetivo Geral ............................................................................................................. 24

1.4.1 Objetivos Específicos ................................................................................................... 24

1.5 Estrutura do Trabalho ............................................................................................... 25

2 REVISÃO DA LITERATURA .................................................................................. 26


2.2 Contextualização Sobre a Condição das Rodovias No Brasil ................................. 26

2.3 Cimento Asfáltico de Petróleo (CAP)........................................................................ 27

2.4 Agregado Mineral ....................................................................................................... 28

2.5 Aditivo Orgânico Melhorador de Adesividade (AMO) ........................................... 30

2.6 Informações Relevantes Sobre Misturas Asfálticas ................................................. 31

2.7 Adesividade Agregado-Ligante Asfáltico ................................................................. 35

2.8 Fatores que Afetam a Adesividade na Interface Agregado-Ligante Asfáltico ...... 36

2.9 Teorias de Adesão na Interface Agregado-Ligante Asfáltico ................................. 39

2.10 Mecanismos de Perda de Adesividade Devido à Umidade ...................................... 40

2.11 Principais Ensaios Relacionados à Adesividade ...................................................... 41

2.12 Viscoelasticidade Linear de Misturas Asfálticas ..................................................... 43

2.13 Módulo Dinâmico - |E*| .............................................................................................. 47

2.13.1 Princípio de Superposição Tempo-Temperatura (PSTT) ........................................... 49

2.14 Dano por Fadiga em Misturas Asfálticas ................................................................. 50

2.14.1 Critério de Falha para Fadiga .................................................................................... 54

3 MATERIAIS E MÉTODOS ...................................................................................... 55


3.2 Esquema Resumido dos Materiais Utilizados e da Metodologia ............................ 55

3.3 Caracterização Física dos Agregados ....................................................................... 57

3.4 Caracterização Química dos Agregados ................................................................... 57

3.5 Cimento Asfáltico de Petróleo ................................................................................... 59

3.6 Resíduos de Sacolas Plásticas..................................................................................... 59

3.7 Aditivo Orgânico Melhorador de Adesividade ........................................................ 60

3.8 Dosagem das Misturas Asfálticas .............................................................................. 60

3.8.1 Dosagem da Mistura M1-P .......................................................................................... 61

3.8.2 Dosagem da Mistura M1-R ......................................................................................... 62

3.8.3 Dosagem da Mistura M1-M......................................................................................... 63

3.8.4 Dosagem da Mistura M2-P .......................................................................................... 63

3.8.5 Dosagem da Mistura M2-M......................................................................................... 63

3.8.6 Determinação do Teor de CAP (%CAP) e dos Parâmetros Volumétricos................. 64

3.9 Adesividade ao Ligante Asfáltico: Agregado Graúdo – ABNT 12583 (2017) ....... 64

3.9.1 Adesividade da Mistura M1-P ..................................................................................... 64

3.9.2 Adesividade da Mistura M1-R ..................................................................................... 65

3.9.3 Adesividade da Mistura M1-M .................................................................................... 65

3.9.4 Adesividade das Misturas M2-P e M2-M .................................................................... 65

3.10 Percentual de Área de Agregado Recoberto pelo Ligante por PDI ....................... 65

3.10.1 Aquisição de Imagens .................................................................................................. 66

3.10.2 Imagens Utilizadas para Comparação ........................................................................ 66

3.10.3 Pré-processamento/realce ............................................................................................ 67

3.10.4 Segmentação por Limiarização ................................................................................... 68

3.10.5 Reconhecimento e Classificação ................................................................................. 69

3.10.6 Avaliação da Influência da Escolha de Limiares Manualmente nos Resultados ..... 69

3.10.7 Análise Individual de APDI de cada Agregado ............................................................ 70

3.11 Dano por Umidade Induzida – ABNT 15617 (2015) ................................................ 72

3.11.1 Condicionamento de Elevada Severidade ................................................................... 73

3.12 Asphalt Bond Strength (ABS) – AASHTO TP 91-11 (2013) ................................... 74

3.13 Aggregate Image Measurement System (AIMS) ..................................................... 76

3.14 Modulo Dinâmico por Compressão Axial – AASHTO T 342 (2011) ..................... 77

3.14.1 Preparação das Amostras ............................................................................................ 78

3.14.2 Realização do ensaio .................................................................................................... 79

3.14.3 Curvas Mestras............................................................................................................. 81

3.15 Fadiga a Tração/Compressão (Deslocamento controlado no atuador).................. 82

3.15.1 Temperatura ................................................................................................................. 82

3.15.2 Preparação das Amostras ............................................................................................ 83

3.15.3 Fingerprint (Módulo dinâmico a tração/compressão) ............................................... 85

3.15.4 Realização do Ensaio de Fadiga a Tração/Compressão ............................................ 85

3.15.5 Peculiaridades e Dificuldades na Realização do Ensaio............................................ 86

3.15.6 Tratamento dos Dados ................................................................................................. 88

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES .............................................................................. 90


4.2 Dosagem das Misturas Asfálticas .............................................................................. 90

4.3 Adesividade ao Ligante Asfáltico: Agregado Graúdo - ABNT 12583 (2017) ........ 90

4.3.1 Percentual de Área de Agregado Recoberto pelo Ligante por PDI ........................... 91

4.3.2 Influência da Angularidade e da Textura na Adesividade......................................... 93

4.3.3 Influência da Absorção do Agregado na Adesividade ............................................... 97

4.3.4 Influência da Composição de Óxidos do Agregado na Adesividade.......................... 98

4.4 Dano por Umidade Induzida – ABNT 15617 (2015) .............................................. 100

4.4.1 Relação do Dano por Umidade com a Adesividade .................................................. 100

4.5 Ensaio de Arrancamento – Asphalt Bond Strength (ABS)..................................... 101

4.5.1 Relação de RPOTS com APDI e de RPOTS com RRT ...................................................... 108

4.6 Caracterização Viscoelástica Linear ....................................................................... 109

4.6.1 Modelagem Viscoelástica Linear .............................................................................. 111

4.7 Fadiga das Misturas Asfálticas ................................................................................ 114

4.7.1 Simulação do Comportamento quanto à Fadiga ...................................................... 116

5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS .... 120

5.1 Considerações Iniciais .............................................................................................. 120

5.2 Conclusões Gerais ..................................................................................................... 120

5.3 Conclusões Específicas ............................................................................................. 121

5.4 Recomendações para Trabalhos Futuros ............................................................... 122

REFERÊNCIAS.........................................................................................................123

APÊNDICE A.............................................................................................................133

APÊNDICE B.............................................................................................................134

20

1 INTRODUÇÃO

1.1 Considerações Iniciais

O presente capítulo descreve uma contextualização a respeito dos tipos de

patologias mais frequentes nos pavimentos asfálticos brasileiros, bem como suas principais

causas. Trata ainda do papel relevante da umidade no desgaste dos pavimentos. Na sequência,

o problema de pesquisa e a complexidade de investigar a adesividade e o trincamento por fadiga

são discutidas. Posteriormente, o objetivo geral e os objetivos específicos, bem como a estrutura

do trabalho, são apresentados.

1.2 Contextualização

No Brasil, os defeitos mais frequentes nos pavimentos asfálticos são o aparecimento

de deformações permanentes nas trilhas de roda, também conhecidas como deformações

plásticas (em inglês, rutting) e a propagação de trincas das mais diferentes formas no

revestimento asfáltico (DNIT, 2006), conforme ilustrado na Figura 1.

Figura 1 – Principais patologias dos pavimentos brasileiros

Fonte: Elaborada pelo autor.

De acordo com pesquisa de 2017, realizada pela Confederação Nacional do

Transporte (CNT, 2017), as trincas, os afundamentos, as ondulações e os buracos estão

presentes em mais de 79% dos pavimentos analisados.

Kiggundu e Roberts (1988) e Curtis et al. (1993) mencionaram que a adesividade

tem um papel importante no desempenho de misturas asfálticas. Por sua vez, Lottman (1978) e

Trincamento por fadiga

Trilha de roda Trincas

Fadiga do pavimento Deformação permanente

Passagem da carga

21

Wang et al. (2014) enfatizaram que a umidade é um dos principais causadores de danos em

pavimentos asfálticos. A umidade não atua somente como um fator de impacto relacionado com

a quebra da ligação asfalto-agregado, mas também como um catalisador para outras patologias,

como a deformação permanente, o trincamento por fadiga (Cho e Kim, 2010) e a desagregação

(Bernucci et al., 1999). Kandhal (1992) afirmou que em alguns estados norte-americanos a

perda de adesão agregado-ligante devido à ação deletéria da água pode ter sido responsável por

cerca de 30 a 50% das patologias observadas nos pavimentos asfálticos analisados.

As camadas do pavimento sofrem carregamentos de curto intervalo de tempo

quando um veículo passa. A repetição dessas cargas causa microtrincas que afetam a rigidez do

material podendo levar o mesmo à falha por fadiga (Di Benedetto e De La Roche, 1998), como

esquematizado na Figura 2.

Figura 2 – Início do processo de trincamento devido ao tráfego


Segundo Huang (2004), grande parte das trincas é causada pelo fenômeno de fadiga

(devido a tensão de tração horizontal no fundo do revestimento asfáltico), levando a redução da

qualidade estrutural do pavimento.

As trincas levam a um aumento no volume de vazios de ar e na permeabilidade da

mistura asfáltica (Chen et al., 2004). A água percola, através das trincas e dos vazios, e o

pavimento fica saturado e estruturalmente comprometido, reduzindo consideravelmente sua

vida útil, conforme visto na Figura 3.

MOMENTO CRÍTICO DE

SOLICITAÇÃO NO PAVIMENTO FALHA ADESIVA =

MICROTRINCAS NA INTERFACE

FALHA COESIVA =

MICROTRINCAS NO MÁSTIQUE

REPOUSO

FORÇAS DE

COMPRESSÃO

FORÇAS DE

TRAÇÃO

22

Figura 3 – Vida útil do pavimento asfáltico devido aos danos causados pela água


No Brasil, a análise da adesividade entre o agregado e o ligante asfáltico é

determinada pelas normas brasileiras ABNT 12583 (2017) e ABNT 12584 (2017), sendo a

primeira para o agregado graúdo e a segunda para o agregado miúdo. Ambas trazem a

necessidade de se avaliar visualmente se há ou não o deslocamento da película betuminosa do

agregado. Espera-se que este deslocamento seja um indicativo da força adesiva não havendo,

contudo, a preocupação de se medir qualquer parâmetro mecânico que se relacione com o

desempenho do material e, consequentemente do pavimento.

1.3 Problema de Pesquisa e Relevância do Estudo

Ao longo dos anos, a umidade foi objeto de diversos estudos devido ao seu potencial

de reduzir a vida útil dos pavimentos asfálticos. Nesse sentido, o estudo da compatibilidade

entre o ligante asfáltico e os agregados se mostra de fundamental importância para o

entendimento do bom desempenho da mistura asfáltica.

Mesmo que seja de conhecimento geral do meio da pavimentação a importância da

adesividade agregado-ligante, os protocolos de avaliação dessa propriedade são limitados,

especialmente na relação com a umidade. Atualmente, testes relacionados aos danos causados

pela umidade como o ensaio Lottman modificado (AASHTO T283-14) servem para comparar

propriedades mecânicas de misturas condicionadas e não condicionadas à umidade, porém não

fornecem uma medida direta da adesividade (Jakarni, 2012).

Na área da pavimentação, o estudo da adesividade tem crescido nos últimos anos,

Pós-execução

Início das trincas

Pavimento comprometido

23

juntamente com a importância dada ao tema. Majidzadeh e Brovold (1968) e Hicks (1991)

relatam que, alguns tipos de agregados usados na pavimentação têm uma baixa força adesiva

quando em contato com ligantes asfálticos puros. Quando a água penetra na mistura asfáltica,

há uma tendência de ruptura da película betuminosa (Dibalski, 1982) que, com a passagem das

cargas, pode propiciar o início de uma microtrinca, que pode evoluir até o trincamento por

fadiga do pavimento asfáltico.

No estado do Ceará, mais especificamente na Região Metropolitana de Fortaleza,

por exemplo, grande parte dos agregados utilizados na pavimentação são de origem granítica

(Cavalcanti e Parahyba, 2012), que possuem um alto teor de sílica (SiO2). Agregados desse

tipo, geralmente, possuem má adesividade com o ligante asfáltico puro. Na maioria das vezes,

é necessário a utilização de aditivos orgânicos melhoradores de adesividade (AMO), que têm

como desvantagem a elevação nos custos da obra de pavimentação. Segundo SEINFRA-CE

(2017a e b), o custo da tonelada de Cimento Asfáltico de Petróleo (CAP) 50/70 é R$ 1671,02,

enquanto que o custo do kg de AMO do tipo Dope é de R$ 30,05. Como exemplo, se o teor

desse aditivo em uma obra é de 0,25% em relação a massa de CAP, cada tonelada de CAP

utilizada requererá 2,5 kg de aditivo, ocasionando um aumento do custo da tonelada de CAP

com AMO para R$ 1746,14, ou seja, um custo por tonelada de CAP 4,5% mais oneroso.

Assim, quanto pior for a compatibilidade entre os agregados e o ligante, maior será

o teor de AMO para recobrir satisfatoriamente os agregados. Seguindo no exemplo, caso

aumente-se o mesmo para 0,5 %, o custo da tonelada de CAP aditivado passará para R$

1821,27, onerando o custo por tonelada em 9% em relação ao CAP puro.

Diante do exposto, o estudo da compatibilidade entre agregado e ligante asfáltico

se faz relevante. Em outra frente, é relevante também o estudo do reaproveitamento de materiais

descartados no meio ambiente como modificadores do ligante asfáltico. Os custos com insumos

na pavimentação e o passivo ambiental diminuem quando esses materiais são reutilizados.

Nesse sentido, o presente trabalho também investiga a reutilização de resíduos de sacolas

plásticas (RSPs) como um potencial melhorador de adesividade agregado-ligante,

consequentemente, atuando como redutor dos danos causados pela umidade em misturas

asfálticas.

Segundo CNT (2017), as trincas representam 23% dos defeitos encontrados nos

revestimentos asfálticos analisados. Os mecanismos de formação e propagação das trincas são

pesquisados sob diversos prismas, tanto da investigação do ponto de vista dos materiais quanto

dos ensaios laboratoriais. A complexidade do tema faz com que inúmeros métodos de ensaio

24

sejam utilizados, sem nenhum consenso formal sobre a melhor maneira de caracterizar o

trincamento por fadiga.

Devido à dificuldade da compreensão dos fenômenos e mecanismos envolvidos que

afetam tanto a adesividade agregado-ligante quanto o trincamento por fadiga, raros são os

estudos que tentam determinar uma ligação entre esses dois temas. Para tal investigação, o

presente trabalho usa ensaios tradicionais de adesividade e desenvolveu-se um método de

processamento digital de imagens para determinar o percentual de área de agregado recoberto

pelo ligante após o ensaio tradicional de adesividade. É utilizado também um novo ensaio de

adesividade chamado Asphalt Bond Strength (ABS), descrito por Huang e Quan (2016) como

uma nova técnica capaz de medir diretamente as propriedades adesivas e coesivas da mistura

asfáltica de forma rápida e repetitiva. Quanto a fadiga, o ensaio de tração/compressão em corpos

de provas cilíndricos (AASHTO TP 107-14) é utilizado, juntamente com a Teoria do Dano

Contínuo em meio Viscoelástico.

1.4 Objetivo Geral

O objetivo geral deste trabalho foi contribuir para a melhor compreensão do

fenômeno da adesividade agregado-ligante e suas consequências no trincamento por fadiga de

misturas asfálticas puras e modificadas.

1.4.1 Objetivos Específicos

(a) Avaliar como a composição química dos agregados afeta a força adesiva com o ligante

asfáltico e suas consequências na vida de fadiga das misturas.

(b) Mensurar como as diferentes modificações do ligante asfáltico alteram a adesividade do

agregado ao ligante asfáltico e o trincamento por fadiga das misturas asfálticas.

(c) Desenvolver um método de processamento digital de imagens que dê suporte para

determinação do percentual de área de agregado recoberto pelo ligante após o ensaio de

adesividade (ABNT 12583).

(d) Investigar a relação entre a adesividade medida por PDI com diferentes propriedades dos

agregados e com o ensaio de dano por umidade induzida.

(e) Investigar a relação de resultados experimentais de fadiga e de simulação em diferentes

condições com a perda de adesividade agregado-ligante.

25

1.5 Estrutura do Trabalho

Além deste capítulo introdutório, que aborda uma contextualização sobre os

pavimentos asfálticos, o problema de pesquisa e a relevância do estudo, o objetivo geral e os

objetivos específicos, esta Dissertação de Mestrado está dividida em outros 4 capítulos:

• Capitulo 2. Revisão da Literatura: Tem por finalidade revisar a literatura a respeito da

adesividade agregado-ligante e da fadiga de misturas asfálticas. Expõe ainda, as possíveis

consequências de uma adesividade agregado-ligante insatisfatória, focando no seu efeito na

formação e na propagação do trincamento por fadiga.

• Capitulo 3. Materiais e Métodos: Se destina a informar os materiais que foram utilizados e

sua caracterização físico-química, além de descrever a metodologia empregada nos ensaios

laboratoriais realizados.

• Capitulo 4. Resultados e Discussões: Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos

nos diferentes ensaios laboratoriais de adesividade agregado-ligante e da fadiga das misturas

asfálticas, bem como as discussões sobre o resultado individual de cada ensaio e as possíveis

relações entre os ensaios.

• Capitulo 5. Conclusões e Recomendações para Trabalhos Futuros: São expostas as

conclusões sobre os fatores que afetam a adesividade e sua possível relação com a fadiga das

misturas asfálticas. São apresentadas também as recomendações para trabalhos futuros.

26

2 REVISÃO DA LITERATURA


Inicialmente, este capítulo traz dados a respeito do estado de conservação das

rodovias brasileiras. Em seguida é feita uma revisão sobre misturas asfálticas e são mostrados

os tipos de falha mais comuns nos pavimentos asfálticos e suas causas. Os aspectos químicos

de agregados, de ligantes asfálticos e de aditivos melhoradores de adesividade são apresentados,

assim como os principais fatores que afetam a adesividade dos materiais que compõem a massa

asfáltica e as teorias que tentam explicar esse mecanismo. Na sequência, a viscoelasticidade de

misturas asfálticas é tratada, juntamente com a modelagem viscoelástica linear. Por último,

trata-se da fadiga das misturas asfálticas.

2.2 Contextualização Sobre a Condição das Rodovias No Brasil

Segundo o Instituto Brasileiro de Geografia e Estatística (IBGE), a área superficial

do Brasil é de aproximadamente 8,5 milhões de km2 (IBGE, 2018). Conforme CNT (2017), o

Brasil possui 1,7 milhão de km de rodovias, das quais aproximadamente 12,3% são

pavimentadas, ou seja, 212.886 km. A CNT analisou a condição de 105.814 km de rodovias

federais e estaduais pavimentadas em todo o país, conforme visto na Figura 4.

Figura 4 – Condição de superfície do pavimento analisado pela CNT

Fonte: Elaborada pelo autor, com base em dados retirados de CNT (2017).

Ainda em relação à CNT (2017), os pavimentos foram classificados de acordo com

sua qualidade. Ao analisar a Figura 5 é possível notar que 61% das rodovias têm problemas de

conservação no pavimento. Essa proporção torna-se mais preocupante se levarmos em conta

0

10

20

30

40

50

60

21,6

51,2

23,9

2,2 1,1

PO

RC

EN

TA

GE

M (

%)

CONDIÇÃO DO PAVIMENTO

Perfeito Desgastado Trincado Afundamentos Destruido

27

que 74% das rodovias sob concessão tiveram classificação ótima ou boa, enquanto entre as

rodovias sob gestão pública apenas 29% tiveram esta mesma classificação.

Figura 5 – Qualidade dos pavimentos

Fonte: Modificado de CNT (2017).

Sabe-se que as rodovias pavimentadas perdem desempenho ao longo de sua vida

útil acarretando custos elevados de manutenção e reconstrução. Torna-se cada vez mais

primordial o estudo dos materiais utilizados na pavimentação, de maneira a minimizar os custos

causados pelas patologias surgidas ao longo da vida útil do pavimento.

2.3 Cimento Asfáltico de Petróleo (CAP)

De acordo com a Agência Nacional do Petróleo, Gás Natural e Biocombustíveis

(ANP, 2005), o asfalto é um material de cor escura e consistência sólida ou semissólida

derivado de petróleo, composto de mistura de hidrocarbonetos pesados. A norma DNIT 095

(2006) afirma que o CAP é o asfalto obtido especialmente para apresentar as qualidades e as

consistências próprias para o uso direto na construção de pavimentos.

O CAP é composto basicamente por duas frações: (i) maltenos e (ii) asfaltenos. Os

maltenos apresentam baixa polaridade e são constituídos pelos compostos saturados,

aromáticos e resinas. Os asfaltenos constituem a fração mais pesada e polar (MORALES et al.,

2004).

As resinas têm menor peso molecular que os asfaltenos e suas extremidades

hidrofílicas (polares) cercam os aglomerados de asfaltenos, permitindo que estes fiquem

dispersos nos maltenos. Os asfaltenos e as resinas são os componentes do ligante asfáltico que

fornecem as propriedades adesivas do asfalto, no entanto, esse arranjo das moléculas não

favorece a ligação com superfícies de agregados polares (HARNISH, 2010), conforme indicado

na Figura 6.

Pavimento Extensão Total

km %

Ótimo 9.442 8,9

Bom 31.040 29,3

Regular 35.590 33,6

Ruim 21.217 20,1

Péssimo 8.525 8,1

TOTAL 105.814 100,0

28

Figura 6 – Arranjo dos componentes do CAP

Fonte: Elaborada pelo autor, com base em Harnish (2010).

Quando grupos de ácido carboxílico do asfalto, presentes na interface agregado-

ligante, entram em contato com a água ocorre uma reação que faz com que o asfalto libere íons

(H+) ficando carregado negativamente (Harnish, 2010), conforme visto na Figura 7. Isso

diminui a força de ligação na interface e leva ao descolamento da película betuminosa.

Figura 7 – Estrutura química dos ácidos carboxílicos presentes na superfície do asfalto


A reação química entre o CAP e a água pode ser representada pela Equação (1).

𝑅 − 𝐶𝑂𝑂𝐻 + 𝐻2𝑂 → −𝐶𝑂𝑂− + 𝐻3𝑂+ (1)

2.4 Agregado Mineral

Os minerais presentes nos agregados apresentam seus átomos dispostos em uma

rede cristalina, onde os átomos da superfície atraem átomos de gases, líquidos ou sólidos que

Resinas Asfaltenos Aromáticos e

saturados

Fortemente

polar Levemente

polar Apolar

Agregado Polar (Adesividade ruim)

Água

(H2O) CAP

(Ligante asfáltico)

R

H

n

C

O

O

O

H

n

H

n

H+

A água atrai o átomo de hidrogênio, que é liberado devido

à polarização da molécula.

Quebra da ligação

29

com ela tenham contato, promovendo a adsorção química. Essa adsorção é o principal fator na

adesividade entre o agregado e os ligantes asfálticos (Bernucci et al., 2010).

Segundo AkzoNobel (2015) a natureza dos agregados, principalmente do fíler

mineral, exerce uma considerável influência na adesividade com o ligante asfáltico. Whiteoak

(1990) menciona que os agregados ácidos ou eletronegativos (altamente silicosos) são

hidrofílicos (granitos, gnaisses e quartzitos, etc.) e, portanto, mais suscetíveis à ação da água

que os agregados básicos ou eletropositivos (basaltos, diabásicos e calcários, etc.). A Figura 8

ilustra a composição de sílica de alguns tipos de agregados mais utilizados na pavimentação.

Figura 8 – Composição de sílica em diferentes tipos de agregados

Fonte: Modificada de D’angelo e Anderson (2003).

Agregados básicos, com baixo teor de sílica, tem maior resistência ao descolamento

da película betuminosa, pois são formadas ligações covalentes entre o cálcio presente na

superfície do agregado e os constituintes do asfalto (Little e Jones IV, 2003).

De acordo com Harnish (2010), os grupos silanol (Si-OH) polares presentes ao

longo da superfície de agregados ácidos reagem com a água e acabam liberando íons de

hidrogênio (H+), o que torna sua superfície carregada negativamente. Por liberar o cátion H+, o

granito, o quartzo e as outras rochas ricas em sílica são denominados ácidas [Figura 9].

0102030405060708090

100

TE

OR

DE

SÍL

ICA

(%

)

TIPO DE AGREGADO

Mármore Calcário Basalto Diorito Arenito Granito Quartzo

30

Figura 9 – Estrutura química genérica de agregados minerais com alto teor de sílica

Fonte: Elaborada pelo autor, com base em Harnish (2010).

A Equação (2) descreve a reação química que ocorre entre os agregados ácidos e a

água. Analisando a mesma é possível notar que agregados com alto teor de sílica atrairão mais

fortemente a água quando comparados ao asfalto, pois a água é fortemente polar, enquanto que

o asfalto em sua maior parte é apolar. Normalmente, para aumentar a força adesiva entre os

agregados ácidos e o CAP é necessário adicionar a este último um aditivo orgânico melhorador

de adesividade (AMO).

𝑆𝑖 − 𝑂𝐻 + 𝐻2𝑂 → 𝑆𝑖 − 𝑂− + 𝐻3𝑂+ (2)

2.5 Aditivo Orgânico Melhorador de Adesividade (AMO)

Os AMOs, também chamados internacionalmente de agentes antistripping, são

substâncias tensoativas catiônicas, na maioria das vezes, do grupo químico das aminas (NEVES

FILHO, 2006). A ABNT 15528 (2017) fixa os procedimentos para a adição de AMO em CAPs.

Ceratti et al. (2015) mencionaram que os AMOs são usados para reduzir ou eliminar

danos causados pela umidade aos pavimentos. Os AMOs mais utilizados encontram-se na

forma líquida devido à simplicidade operacional no transporte, no manuseio, na dosagem e no

armazenamento. A sua adição é realizada em pequenos teores (0,07% a 0,5% em massa, em

relação ao ligante) diretamente ao ligante modificando sua natureza físico-química.

Os AMOs agem de duas maneiras: (i) adesividade ativa e (ii) adesividade passiva.

A primeira é a capacidade do ligante asfáltico de deslocar a água da superfície das partículas de

H

H

H O

H

O Si

Si

O

O H

O

O

H

O Si

Si

O

O H

O

O O

H

O Si

Si

O

O H

O O H

Corte transversal do agregado

Vista interna do agregado

Projeção

H2O

Maior afinidade Menor afinidade

Força de repulsão Força de atração

H3O+ CAP

31

agregado e de se manter aderido a elas através de uma ligação química. Já a adesividade passiva

é a capacidade do ligante asfáltico de manter íntegra a união adesiva e coesiva com o agregado

evitando o deslocamento da película betuminosa sob condições de umidade e tráfego durante a

vida útil do pavimento (Abeda, 2010; Akzonobel, 2015).

De acordo com AkzoNobel (2015), promotores de adesão, geralmente, são

compostos de moléculas catiônicas que promovem maior força de ligação na interface

agregado-ligante. O AMO, normalmente, tem cauda negativa que se liga ao CAP, enquanto que

seu corpo é positivo, ligando-se fortemente ao agregado, comumente carregado de cargas

negativas, conforme Figura 10. O promotor de adesão atua como uma ponte ou uma cola entre

o ligante asfáltico e a superfície do agregado que resiste a ação da água.

Figura 10 – Mecanismo de funcionamento dos agentes melhoradores de adesividade

Fonte: Elaborada pelo autor, com base em AkzoNobel (2015).

2.6 Informações Relevantes Sobre Misturas Asfálticas

O CAP tem sido amplamente utilizado em pavimentos asfálticos devido às suas

propriedades viscoelásticas, bem como a sua boa afinidade (colagem) aos agregados minerais

(Akmal e Usmani, 1999).

Segundo a ANP (2016), aproximadamente, 1,9 milhão de toneladas de CAP foram

consumidos no ano de 2015 no Brasil. Xu et al. (2016) afirmaram que ainda somos incapazes

de prever com precisão o desempenho em campo do material asfáltico a partir de algumas de

suas propriedades fundamentais.

Na mistura asfáltica, o CAP desempenha um papel de ligação entre os agregados,

sendo por isso denominado ligante asfáltico. O CAP e os agregados são fundamentais para as

propriedades mecânicas da mistura, em particular, as forças adesivas entre esses dois materiais

contribuem significativamente para o bom desempenho do pavimento (Yu et al., 2013).

O Si N

H

H

H - +

Agregado

Ligante

32

A camada de revestimento de pavimentos asfálticos é formada pela combinação de

determinada proporção de agregados minerais, de ligante asfáltico e de fíler, que devem ser

capazes de resistir às deformações plásticas, às trincas e aos danos causados pela água ou pela

umidade (Jakarni, 2012). A Figura 11 mostra esquematicamente a projeção de um corpo de

prova (CP) retirado do revestimento com os componentes da mistura asfáltica.

Figura 11 – Componentes da mistura asfáltica


Em linhas gerais, além das forças atuantes no intertravamento mecânico da mistura,

as forças responsáveis pelo bom desempenho em campo da mistura asfáltica podem ser

divididas em duas classes: (i) forças adesivas (na interface agregado-ligante), e (ii) forças

coesivas (no ligante e/ou mástique) conforme representado na Figura 12.

Figura 12 – Forças predominantes na mistura asfáltica


Agregado mineral Ligante + fíler

Revestimento

Sub-base

Subleito

Base

Forças coesivas (ligante e/ou mástique)

Forças adesivas (agregado-ligante)

Agregado graúdo

Vista superior

Agregado miúdo

Vista frontal

Zoom

33

A durabilidade do revestimento asfáltico é afetada pela força de adesão entre o

ligante asfáltico e o agregado. Apesar de os métodos de construção, o tráfego, as condições

ambientais e as propriedades das misturas contribuírem para a deterioração de um pavimento,

a presença de água ou de vapor de água (umidade) é frequentemente um dos fatores

predominantes que afetam a durabilidade das misturas asfálticas (Hicks, 1991). Segundo

Kanitpong e Bahia (2005), as propriedades de adesão e coesão da mistura asfáltica são afetadas

quando em contato com a água, afetando a vida útil do pavimento asfáltico.

Na literatura internacional é comum se encontrar termos como moisture sensitivity

(sensibilidade à umidade), moisture damage (dano devido à umidade) e stripping

(descolamento do ligante da superfície do agregado em presença de água) em textos correlatos

à adesividade em misturas asfálticas (Neves Filho, 2006). A degradação da mistura asfáltica

pela ação da umidade pode se dar por três mecanismos: (i) pela perda de coesividade no interior

da massa asfáltica, (ii) pela falta de adesividade na interface agregado-ligante e (iii) pela

degradação do agregado. Além disso, a água presente na mistura pode fluir até os vazios e lá

permanecer, afetando seu desempenho (Bringel et al., 2011).

Kim et al. (1992), demonstraram que misturas asfálticas contendo agregados de

superfície polida apresentaram menor força adesiva do que misturas com agregados rugosos.

Os CPs compostos de agregados polidos apresentaram descolamento na interface agregado-

ligante, enquanto que as misturas com agregados rugosos não apresentaram esse tipo de ruptura,

demonstrando que problemas de adesividade tornam a interface mais suscetível a ação da

umidade.

Partindo do pressuposto de que uma região em que o agregado não foi

completamente recoberto pelo ligante será mais suscetível à ação deletéria da água, é possível

inferir que esse local poderá vir a se tornar o gatilho para a formação de uma microtrinca. A

Figura 13 ilustra o mecanismo de formação e de propagação das microtrincas até o trincamento

por fadiga devido às falhas adesivas causadas pela umidade no revestimento.

34

Figura 13 – Evolução de microtrincas em revestimentos asfálticos devido à umidade


Nas décadas de 1970 e 1980, os Estados Unidos conviveram com uma série de

defeitos prematuros em seus pavimentos devido aos danos relacionados à água. Deformações

plásticas, trincas do tipo couro de jacaré, trincas longitudinais e trincas transversais foram as

patologias mais frequentes àquela época. Esse fato foi em parte o responsável pelo Strategic

Highway Research Program (SHRP) e as decorrentes especificações Superior Performing

Asphalt Pavement (Superpave), divulgadas em 1993 (Epps et al., 2003).

Segundo Aschenbrener (2002), o Departamento de Transportes do Colorado - EUA

realizou uma pesquisa, no ano de 2002, para determinar as ações tomadas por várias agências

no combate ao dano por umidade de misturas do tipo Hot Mix Asphalt (HMA). Conforme

descrito por Sebaaly et al. (2006), esta pesquisa incluiu 50 departamentos estaduais de

transporte, 3 escritórios federais da Federal Highway Administration (FHWA), o Distrito de

Columbia e 1 província canadense. Concluiu-se que 82% das agências utilizam algum tipo de

tratamento para combater os danos causados pela umidade, como adição de cal ou de agentes

anti-stripping.

Evolução das

microtrincas Microtrinca

s

Umidade

Interface

agregado-ligante

Trincamento

por Fadiga

Agregado

graúdo

Vazios de ar

Agregado

miúdo

Fíler

2

3

4

5 Mástique

1

Água

35

Nos últimos anos, pesquisadores têm intensificado os estudos, na área da

pavimentação, para explicar como a adesão entre o agregado e o ligante afeta a mistura asfáltica.

Diversas teorias foram postuladas para explicar os mecanismos da adesão, porém ainda hoje

não existe uma teoria largamente aceita que explique esse fenômeno entre os materiais que

compõem as misturas asfálticas e sua influência no desempenho em campo dos pavimentos.

2.7 Adesividade Agregado-Ligante Asfáltico

A adesividade global é caracterizada pela resistência adesiva e coesiva da mistura

contra o deslocamento das partículas de agregado, fixados pelo ligante asfáltico (Abeda, 2010).

De acordo com a American Society for Testing and Materials (ASTM D 907-06), um adesivo

é um material capaz de manter materiais unidos por interação superficial, oferecendo resistência

à separação.

A adesão e a coesão são temas que abrangem muitas propriedades como a físico-

química das superfícies, a reologia, a química do material adesivo, a análise de tensões e a

análise de fratura (Awaja et al., 2009). Petrie (1996) afirmou que, para se atingir uma boa

ligação adesiva, se faz necessário respeitar alguns requisitos como: a escolha adequada do

adesivo, bom projeto e execução da colagem, limpeza das superfícies que serão ligadas e

processo de colagem adequado (solidificação e cura).

No caso das misturas asfálticas, o mecanismo de ligação é governado por duas

interações físico-químicos: (i) adesão e (ii) coesão. O primeiro trata da ligação e/ou interação

intermolecular e/ou interatômica da película asfáltica com a superfície do agregado. O segundo

diz respeito a resistência às ligações e/ou interações intermoleculares e/ou interatômicas no

ligante e/ou mástique, como ilustrado na Figura 14.

Figura 14 – Ligações e/ou interações a nível atômico/molecular de misturas asfálticas


Moléculas/átomos

responsáveis pela adesividade

Moléculas/átomos

responsáveis pela coesividade

Agregado recoberto

Mástique

Interface agregado -ligante

36

Hefer et al. (2005) descreveram que as forças de interação responsáveis pela adesão

na interface agregado-ligante asfáltico são: íon-dipolo, forças de Van der Waals (dipolo-dipolo,

dipolo-dipolo induzido e dipolo instantâneo-dipolo induzido) e ligações covalentes. A Tabela

1 mostra os tipos de forças intermoleculares presentes na mistura asfáltica e suas características.

Tabela 1 – Forças intermoleculares e suas características Tipo de interação Intensidade da Força Espécies envolvidas

Íon-dipolo Forte Íons e moléculas polares

Dipolo-dipolo Moderadamente forte Moléculas polares

Dipolo-dipolo induzido Muito fraca Molécula polar e outra apolar

Dipolo instantâneo-dipolo induzido Muito fraca Todas as moléculas

Ligações covalente Muito forte Compartilhamento de pares de elétrons

Fonte: Barbosa (2004).

2.8 Fatores que Afetam a Adesividade na Interface Agregado-Ligante Asfáltico

Conforme Hicks (1991), a adesividade da mistura asfáltica é influenciada por

diversas variáveis. Entre os fatores que afetam a adesividade estão a tensão superficial na

interface agregado-ligante (Johnson e Freeman, 2002), a viscosidade (Petersen et al., 1982;

Roberts et al., 1996) e a composição química do ligante (Dibalski, 1982); a textura (Kennedy e

Anagnos, 1984), a porosidade (Rice, 1958), a composição química (Hicks, 1991; Kandhal e

Rickards, 2001) e a limpeza do agregado (Struillou, 1969), bem como a umidade que percola a

massa asfáltica ao longo de sua vida útil (Bringel et al., 2011). Em relação às características

dos materiais, as variáveis que influenciam, significativamente, na adesividade são mostradas

na Figura 15.

37

Figura 15 – Fatores que interferem na adesividade da mistura asfáltica


O volume de vazios influencia a durabilidade do pavimento, pois está intimamente

ligado à permeabilidade das misturas asfálticas (Ferreira, 2015). Baixo teor de vazios de ar

tende a minimizar o envelhecimento e o deslocamento da película betuminosa na interface

agregado-ligante (Roberts et al., 1996).

Kennedy et al. (1983) afirmaram que o processo de dano por umidade é iniciado

com o transporte da umidade, por meio de permeabilidade e/ou de difusão do vapor, para dentro

da mistura asfáltica, o que leva à diminuição da adesão e da coesão na estrutura. Por sua vez,

Masad et al. (2007) mencionaram que os três principais mecanismos pelos quais a água ou a

umidade penetram na mistura asfáltica são: (i) infiltração de água superficial, (ii) capilaridade

e (iii) difusão de vapor d’água, conforme Figura 16.

Textura

(Rugosidade)

Porosidade Composição química

Angularidade

Forma

Viscosidade

Ligante

Granulometria

Vazios de ar

Agregado

Teor de CAP

Mistura asfáltica

38

Figura 16 – Mecanismos de penetração da água ou umidade


Os órgãos responsáveis pela pavimentação nos EUA especificam que o volume de

vazios da camada de revestimento do tipo HMA para liberação do tráfego seja no máximo 8%

(92% da 𝐺𝑚𝑚). A partir desse valor, assume-se que o pavimento densificará com o tráfego até

o valor definido no projeto e na dosagem da mistura (3% a 5%) em um período de 2 a 3 anos,

reduzindo a interconexão dos vazios de ar (Kandhal, 1994; Kandhal e Rickards, 2001). Quanto

menos interconectados estiverem os vazios de ar na mistura asfáltica menor serão os danos

causados pela água, pois mais impermeável estará o revestimento.

É importante salientar que o processo de redução dos vazios ocorre de maneira mais

acentuada no verão, quando as temperaturas são mais elevadas, consequentemente a rigidez da

mistura asfáltica tende a diminuir. Na cidade de Fortaleza-CE, em 2016, de acordo com a

Fundação Cearense de Meteorologia e Recursos Hídricos (Funceme, 2017), os cinco primeiros

meses do ano tiveram a maior precipitação de chuvas. As médias históricas indicam também

essa tendência.

De acordo com o exposto, por Kandhal (1994); Kandhal e Rickards (2001) e

considerando as informações em Funceme (2017), seria apropriado que a execução da camada

de revestimento asfáltico iniciasse no mês de junho ou julho, pois no momento em que a mistura

asfáltica tem maior volume de vazios a precipitação será a menor possível. A temperatura estará

no período ascendente, a partir de julho, conforme visto na Figura 17, o que ocasionaria a

Percolação por

gravidade

Vazios de ar

interconectados

Seção da base

Difusão de vapor

Vazios de ar isolados Infiltração de água superficial

Vapor d’água

Capilaridade

Água subterrânea

39

diminuição dos vazios na época do ano mais favorável, diminuindo assim os danos causados

pela umidade.

Figura 17 – Climograma de Fortaleza, ano 2016.

Fonte: Elaborada pelo autor, com base em dados retirados de FUNCEME (2017).

2.9 Teorias de Adesão na Interface Agregado-Ligante Asfáltico

As quatro teorias seguintes tentam explicar a adesividade entre agregado e ligante

asfáltico. Elas explicam individualmente alguns aspectos da adesão, porém não representam

completamente a adesividade agregado-ligante (Majidzadeh e Brovold, 1968; Hicks, 1991).

(i) Teoria da Adesão Mecânica: está relacionada às propriedades físicas do agregado, incluindo

textura superficial, porosidade (absorção), revestimento superficial, área superficial e tamanho

da partícula. Em poucas palavras, quanto maior for a rugosidade do agregado maior será a força

adesiva (Rice, 1958; Terrel e Al-Swailmi, 1994).

(ii) Teoria da Reação Química: tem sido geralmente aceita para explicar a diferença de

adesividade em diferentes tipos de agregados e de ligantes, na presença de água. Agregados

mais ácidos tem características hidrofílicas (atraem água), enquanto que agregados mais básicos

têm características hidrofóbicas (repelem água). Em outras palavras, o pH dos grupos

funcionais tanto de agregados quanto do ligante afetam a adesividade dos materiais que

compõem a mistura asfáltica. A razão para isso tem sido atribuída a diferentes polaridades na

superfície dos dois materiais (Kiggundu e Roberts, 1988; Hicks, 1991).

(iii) Teoria da Energia de Superfície: essa teoria tenta explicar a capacidade do ligante de molhar

(envolver) o agregado. O problema é que, normalmente, devido também a suas viscosidades, a

25,4

25,6

25,8

26,0

26,2

26,4

26,6

26,8

27,0

27,2

27,4

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

Tem

pera

tura

[ºC]P

reci

pit

açã

o [

ml]

Meses do ano

Precipitação média Temperatura média

40

tensão de adesão do ligante asfáltico é menor do que a da água, com os agregados. Portanto,

quando a mistura asfáltica entra em contato com a água, há uma tendência de descolamento da

película betuminosa do agregado. A capacidade de molhar também está relacionada à tensão

superficial, que é a pressão que tende a manter uma gota de líquido na forma esférica (Terrel e

Shute, 1989).

(iv) Teoria da Orientação Molecular: as moléculas de asfalto se alinham com os íons presentes

na superficie do agregado. A água tem natureza polar, enquanto o asfalto tem natureza

principalmente apolar; quando esses dois materiais entram em contato com o agregado, que tem

natureza polar, quem terá maior força de atração com este será a água (Majidzadeh e Brovold,

1968).

2.10 Mecanismos de Perda de Adesividade Devido à Umidade

Curtis et al. (1993) mencionaram que a sensibilidade à água é um fator chave na

adesão do asfalto com o agregado. O asfalto e a água competem pela superfície do agregado e

formam um sistema que pode assemelhar-se à emulsão asfáltica. Huang et al. (2016) afirmaram

que o efeito da água no revestimento asfáltico é exercido principalmente na interface agregado-

ligante.

A literatura aponta alguns mecanismos que tentam explicar como as falhas adesivas

ocorrem na interface devido à ação da umidade. Faz-se importante salientar que esses

mecanismos podem agir individual ou simultaneamente, nesse último caso torna-se muito

difícil diferenciar qual deles agiu de maneira mais predominante para a perda da adesividade

(Kiggundu e Roberts, 1988; Tarrer e Wagh,1991; Johnson e Freeman, 2002). Os mecanismos

são deslocamento, descolamento ou desprendimento, pressão nos poros ou pressão neutra,

polimento hidráulico e emulsificação. A Figura 18 mostra a comparação de uma adesividade

desejada com os mecanismos que afetam a adesividade.

41

Figura 18 – Mecanismos que afetam a adesividade pela ação da água


2.11 Principais Ensaios Relacionados à Adesividade

Apesar de ser conhecida a importância da adesividade no desempenho de

pavimentos asfálticos, sua investigação é limitada e ainda não existe uma técnica de ensaio

estabelecida e um procedimento para quantificar a resistência adesiva na interface agregado-

ligante (Jakarni, 2012).

Liang (2008) afirma que vários ensaios foram desenvolvidos para avaliar a

susceptibilidade à umidade de misturas asfálticas, contudo, estes não simulam inteiramente as

condições de campo. Entretanto, podem fornecer informações úteis, como o deslocamento de

asfalto da superfície do agregado ou a perda de desempenho de misturas compactadas.

Pressão do pneu na

água superficial

Água ou vapor d’água

Agregado Agregado + ligante

ADESIVIDADE DESEJADA DESLOCAMENTO

Fissura ou falha no

momento do recobrimento

Presença de argila

agrava emulsificação

devido à sua absorção

EMULSIFICAÇÃO ESPONTÂNEA

Emulsão inversa da

água com o CAP

DESCOLAMENTO OU DESPRENDIMENTO

Vapor d’água ao

longo da vida útil Água no agregado no

momento do recobrimento

POLIMENTO HIDRÁULICO

PRESSÃO NOS POROS/PRESSÃO NEUTRA

Água percolando nos vazios, devido a passagem das

cargas, produz diferença de pressão nos poros

Ligante é deslocado

do agregado.

Vazios com água

Vazios sem água

Sentido da água no momento da

passagem do pneu

Sentido da água

após passagem

do pneu

42

No Brasil os principais ensaios relacionados ao tema são Agregado Graúdo –

Determinação da adesividade ao ligante betuminoso (ABNT 12583), Agregado Miúdo –

Adesividade a ligante betuminoso (ABNT 12584) e Dano por Umidade Induzida (ABNT

15617) baseado no ensaio Lottman modificado.

A metodologia Superpave, produto do SHRP, adotou o método de ensaio padrão

AASHTO T283 (Lottman modificado) como o teste necessário para a determinação de danos

causados pela umidade. Todavia, algumas agências têm relatado problemas com este ensaio em

termos de correlação entre os resultados de laboratório e observações de campo (Solaimanian

et al., 2003).

É possível utilizar outros métodos para avaliação da adesividade baseados na

comparação de propriedades mecânicas medidas em amostras condicionadas e não

condicionadas ou através de testes que considerem a interação combinada de cargas,

temperatura e umidade (KIM e COREE, 2006).

Kanitpong e Bahia (2003), Santagata et al. (2009) usaram o equipamento PATTI

(Pneumatic Adhesion Tensile Testing Instrument) para uma melhor compreensão do fenômeno

da adesividade. Bringel et al. (2011) avaliaram a adesividade de misturas condicionadas e não

condicionadas à umidade utilizando o mesmo equipamento. A norma AASHTO TP 91 (2013)

descreve os procedimentos e materiais utilizados para a realização do ensaio Asphalt Bond

Strength (ABS), que utiliza o equipamento PATTI para medir a adesividade agregado-ligante,

conforme visto na Figura 19 (a) e (b).

Figura 19 – Equipamento e esquema do ensaio ABS

(a) (b)

Fonte: Modificado de Bringel et al. (2011).

Santagata et al. (2009) afirmam que por meio de ensaios do tipo arrancamento, três

tipos de falha podem ser atribuídos na interface agregado-ligante, por meio de inspeção visual:

(i) falha coesiva, quando a superfície dos agregados fica completamente revestida pelo ligante

Ponta de arrancamento

Placa de pressão

Anel de pressão

Anel de suporte Ligante asfáltico Agregado

Ponta de arrancamento

43

asfáltico; (ii) falha adesiva, quando a superfície do agregado permanece limpa após o ensaio; e

(iii) falha adesiva/coesiva, quando parte do agregado permanece com ligante e parte não. Esses

tipos de falha estão presentes na Figura 20.

Figura 20 – Tipos de falha em ensaios de arrancamento.

(i) falha coesiva (ii) falha adesiva (iii) falha coesiva/adesiva

Fonte: Canestrari et al. (2010).

2.12 Viscoelasticidade Linear de Misturas Asfálticas

Segundo Babadopulos (2013) os materiais presentes na natureza, quando

submetidos a tensões (e a deformações), têm a capacidade de armazenar ou de dissipar a energia

que lhes é fornecida nesse processo. Christensen (1982) menciona que os materiais elásticos

têm a capacidade de estocar energia mecânica sem que essa energia se dissipe. Por outro lado,

materiais viscosos têm a capacidade de dissipar toda energia recebida.

De acordo com Silva (2009), o descarregamento da deformação axial (ε), imposta

em um sólido elástico, e a tensão longitudinal (σ) aplicada, seguirão o mesmo caminho que

aquele da fase de carregamento, porém no sentido contrário [Figura 21 (a)]. Para deslocamentos

infinitesimais a proporcionalidade entre σ e ε se manifesta de maneira linear, obedecendo a Lei

de Hooke (𝜎 = 𝛦 ∙ 휀) [Figura 21 (b)]. Por outro lado, nos líquidos viscosos a tensão cisalhante

(𝜏) é sempre proporcional à taxa de deformação cisalhante (��) aplicada no líquido no mesmo

instante. Analogamente, para pequenos deslocamentos e pequenas taxas de deformação 𝜏 e ��

se manifestam de maneira linear, obedecendo à Lei de Newton da viscosidade ( 𝜏 = 𝜂 ∙ ��)

[Figura 21 (d)].

44

Figura 21 – Diagrama tensão-deformação para diferentes materiais

(a) (b) (c) (d)

Fonte: Silva (2009).

Na zona de elasticidade, o caminho percorrido durante o carregamento em um

diagrama de tensão-deformação é superposto pelo caminho de descarregamento (Babadopulos,

2013), enquanto que na zona de plasticidade há dissipação de energia e o material não retorna

a sua condição inicial [Figura 22].

Figura 22 – Diagrama tensão-deformação genérico

Fonte: Babadopulos (2013).

Alguns materiais têm a capacidade de armazenar uma fração da energia recebida e

dissipar a fração restante. Esses materiais exibem um comportamento intermediário entre um

sólido elástico e um fluido viscoso e por isso são denominados materiais viscoelásticos

(Theisen, 2011), como as misturas asfálticas.

Em campo as misturas asfálticas apresentam uma resposta mais próxima da elástica

para carregamentos mais rápidos (maior frequência de carregamento), e uma resposta mais

próxima da viscosa para cargas lentas ou estáticas (menor frequência de carregamento)

(Coutinho, 2012 e Gouveia, 2016), salientando que esse comportamento também é dependente

da temperatura a que a pavimento está exposto.

Para representar o comportamento físico de determinado material quando solicitado

Linear (Lei de Hooke)

ε (infinitesimal)

σ

Linear (Lei de Newton)

�� (infinitesimal)

𝜏

Geral

ε

σ

Geral

��

𝜏

𝜠:Módulo de Young 𝜼:Viscosidade

Sólidos elásticos Líquidos viscosos

Elasticidade Plasticidade Ruptura

E

ε

σ

Dissipação

viscosa

45

a tensões e a deformações são usados análogos mecânicos (Silva, 2009). O análogo mecânico

mais apropriado para representar os materiais elásticos lineares é uma mola ou elemento de

Hooke (Christensen, 1982), enquanto que para materiais com comportamento viscoso linear,

em que toda energia mecânica fornecida seria dissipada, o análogo mecânico apropriado é um

amortecedor ou elemento de Newton (Coutinho, 2012; Mensch, 2017). Esses elementos são

apresentados nas Figuras 23 (a) e (b), respectivamente.

Figura 23 – Elemento de Hooke e elemento de Newton

(a) (b)


Para representar comportamentos físicos mais complexos, e consequentemente se

aproximar mais do comportamento real dos materiais viscoelásticos, esses elementos podem

ser associados em série ou em paralelo (Monteiro, 1984). A associação em série [Figura 24 (a)]

implica admitir que a cada instante a deformação total (휀) é a soma da deformação elástica com

a deformação viscosa. A associação em paralelo [Figura 24 (b)] pressupõe que as deformações

dos dois elementos sejam idênticas, sendo a tensão (𝜎) composta duas partes, uma das quais é

suportada pelo elemento elástico e a outra pelo elemento viscoso.

Figura 24 – Líquido de Maxwell e sólido de Kelvin

(a) (b)


Como as misturas asfálticas são materiais com comportamento complexo, suas

variações físicas podem ser representadas por análogos mecânicos mais complexos. Os

análogos mecânicos ficaram conhecidos com os nomes dos físicos que os desenvolveram e dão

𝜎 𝜎

Amortecedor

𝜎 𝜎

Mola

𝜎 𝜎

Liquido de Maxwell

𝜎 𝜎

Sólido de Kelvin

𝜺 = 𝜺𝟏 + 𝜺𝟐

𝝈 = 𝝈𝟏 = 𝝈𝟐 𝜺 = 𝜺𝟏 = 𝜺𝟐 𝝈 = 𝝈𝟏 + 𝝈𝟐

46

origem a modelos viscoelásticos lineares, que podem ser associados em paralelo de pares mola-

amortecedor ligados em série, como o modelo de Maxwell-Wiechert generalizado (MWG)

[Figura 25 (a)] ou associações em série de pares mola-amortecedor ligados em paralelo, como

o modelo de Kelvin-Voigt generalizado (KVG) [Figura 25 (b)].

Figura 25 – Modelos viscoelásticos lineares de espectro discreto

(a) (b)


Os modelos viscoelásticos lineares apresentados acima apresentam um espectro

discreto. Babadopulos (2013) menciona que para cada elemento viscoelástico, definem-se as

variáveis 𝜌 (tempo de relaxação) no modelo de Maxwell generalizado e 𝜏 (tempo de

retardação) no modelo de Kelvin-Voigt generalizado. As equações que associam as tensões e

as deformações são denominadas leis constitutivas e os parâmetros que as definem podem

geralmente ser considerados propriedades dos materiais.

Segundo Babadopulos (2017), os dois modelos viscoelásticos lineares de espectro

contínuo a seguir têm um elemento parabólico [Figura 26 (a)] capaz de representar a função

fluência dos materiais asfálticos: Huet [Figura 26 (b)] e Huet-Sayegh [Figura 26 (c)].

Figura 26 – Modelos viscoelásticos de espectro contínuo


𝜂1 𝜂

2 𝜂

𝑁

𝛦0

𝛦1 𝛦2 𝛦𝑁

𝜌𝑖 = 𝜂𝑖

𝛦𝑖

𝜏𝑖 = 𝜂𝑖

𝛦𝑖

𝜎 𝜎

𝛦0

𝛦1

𝛦2

𝛦𝑁

𝜂1

𝜂2

𝜂𝑁

𝜎 𝜎

𝜎 𝜎

𝜎 𝜎

𝒌 𝒉 𝜠𝟎𝟎 𝒌 𝒉 𝜠𝟎 − 𝜠𝟎𝟎

𝜠𝟎𝟎 𝜎 𝜎

Elemento parabólico

(a)

(b) (c)

47

Embora o modelo Huet-Sayegh possa representar bem o comportamento

viscoelástico linear de misturas asfálticas, ele apresenta desvios na representação do

comportamento viscoso assintótico. Por isso, um elemento de viscosidade (amortecedor) foi

adicionado a esse modelo, que passou a ser denominado modelo 2S2P1D (2 springs, 2

parabolic dampers e 1 dashpot), em português 2 molas, 2 elementos parabólicos e 1

amortecedor linear [Figura 27] (Dias, 2016).

Figura 27 – Representação do modelo 2S2P1D

Fonte: Elaborada pelo autor

Mensch (2017) afirma que a resposta mecânica dos materiais viscoelásticos não

depende somente do seu estado de tensão atual, mas também de todo o seu histórico de

carregamento. Por sua vez, Underwood et al. (2011) afirmam que o módulo dinâmico (|E*|) é

uma propriedade viscoelástica da mistura asfáltica que, quando aplicada em equações

constitutivas conhecidas, permite determinar a resposta do material (deformação) para qualquer

histórico de carregamento aplicado.

2.13 Módulo Dinâmico - |E*|

O módulo complexo (E*) é um número complexo que relaciona tensão e

deformação em materiais viscoelásticos, quando submetidos a uma carga senoidal. Representa

as características de rigidez dependentes de tempo (frequência) de um material (Gouveia, 2016).

A temperatura e a frequência de carregamento do ensaio representam, respectivamente, a

temperatura do ambiente na qual o pavimento se encontra e a velocidade dos veículos que

atravessarão o pavimento durante o serviço.

Christensen et al. (2003) define o E* como a razão entre a tensão aplicada e a

deformação decorrente, para um mesmo tempo e velocidade angular, conforme Equação (3).

𝜼𝟏 𝜠𝟎 − 𝜠𝟎𝟎

𝜎

𝒉 𝒌

𝜎

𝜠𝟎𝟎

48

𝐸∗ =𝜎

휀=

𝜎0𝑒𝑖𝜔𝑡

휀0𝑒𝑖(𝜔𝑡−𝛷)=

𝜎0

휀0𝑐𝑜𝑠 𝛷 + 𝑖

𝜎0

휀0𝑠𝑒𝑛 𝛷 (3)

Em que: 𝜎0: amplitude da tensão de carregamento;

휀0: amplitude da deformação recuperável;

𝜔: frequência angular; 𝑡: tempo; 𝛷: ângulo de fase;

A relação entre as amplitudes de tensão e de deformação define o valor absoluto

do módulo complexo, que passa a ser designado de módulo dinâmico (|E*|) e é

matematicamente expresso pela Equação (4) e esquematizado na Figura 28.

|𝐸∗| =𝜎0

휀0 (4)

Figura 28 – Esquema do ensaio módulo dinâmico uniaxial


Como qualquer número complexo, E* possui uma parcela real, chamada de módulo

de armazenamento ou estocagem (E’) que está relacionada com a resposta elástica do material

e uma parcela imaginária, chamada de módulo de perda (E”) que se relaciona à resposta viscosa

do material. Quanto maior a parcela real, mais capacidade o material tem de retornar à sua

configuração original depois da remoção do carregamento. O ângulo que o vetor que representa

o módulo complexo faz com o eixo real é chamado de ângulo de fase [Figura 29]. Quanto mais

próximo a 90º, maior será o comportamento viscoso do material e maior será o atraso da

resposta ante o carregamento. Quanto mais próximo a 0º, o material tende a ter um

comportamento mais elástico (Pazos, 2015; Gouveia, 2016; Mensch, 2017).

𝐸0 𝑠𝑒𝑛 (𝜔𝑡 + 𝛷) 𝜎0 𝑠𝑒𝑛 (𝜔𝑡)

𝜎0 휀0 𝛷

Ten

são,

def

orm

ação

Tempo

Aplicação da carga

Resposta viscoelástica do material

49

Figura 29 – Plano complexo


Dias (2016) explica que o módulo complexo do modelo 2S2P1D pode ser

determinado pela Equação (5) , em que 0 < k < h < 1, 𝛽 é adimensional, 𝜂 =(𝐸0 − 𝐸00)𝛽𝜏 e

𝜔 = 2𝜋𝑓.

𝐸∗(𝑖𝜔𝑡) = 𝐸00 +𝐸0 − 𝐸00

1 + 𝛿(𝑖𝜔𝑡)−𝑘 + (𝑖𝜔𝑡)−ℎ + 𝛷(𝑖𝜔𝛽𝜏)−1 (5)

2.13.1 Princípio de Superposição Tempo-Temperatura (PSTT)

Roylance (2001) menciona que o fator de deslocamento tempo temperatura (time-

temperature shift fator, 𝑎𝑇) pode ser usado para trasladar horizontalmente os pontos

experimentais para uma temperatura de referência (𝑇𝑅𝐸𝐹)[Figura 30 (a)]. Segundo o PSTT, para

o caso de materiais termorreologicamente simples, dados experimentais de viscoelasticidade

obtidos a diferentes temperaturas e frequências podem ser sobrepostos em uma única curva,

denominada curva mestra (Coutinho, 2012; Gouveia, 2016), conforme visto na Figura 30 (b).

Figura 30 – Construção de curva mestra

(a) (b)


10

100

1000

10000

100000

0,01 0,1 1 10 100

|E*| [M

Pa]

Frequência [Hz]

Isotermas de |E*|

-10,17 ºC 4,47 ºC 21,21 ºC 37,88 ºC 54,63 ºC

10

100

1000

10000

100000

1,0E-06 1,0E-02 1,0E+02 1,0E+06

|E*| [(

MP

a]

aT⸱Frequência [Hz]

Curva mestra (|E*|)

-10,17 ºC 4,47 ºC 21,21 ºC 37,88 ºC 54,63 ºC

TREF=21,21 ºC

Real

Imag

inár

io

𝛦′′

𝛦′ Φ

|𝜠∗|

50

A frequência reduzida (𝑓𝑅) pode ser obtida por meio da Equação (6), em que 𝑓 é a

frequência (Mensch, 2017).

𝑓𝑅 = 𝑓 ∙ 𝑎𝑇 (6)

O fator de deslocamento pode ser determinado de diferentes formas, dentre elas a

equação de Arrhenius [Equação (7)] e a equação de Williams-Landel-Ferry (WLF) [Equação

(8)], em que 𝐶, 𝐶1 e 𝐶2 são constantes de ajuste da curva, 𝑇 é a temperatura de obtenção dos

dados, em Kelvin, e 𝑇𝑅𝐸𝐹 é a temperatura de referência para construção da curva, em Kelvin.

log (𝑎𝑇) = 𝐶 ∙ (1

𝑇−

1

𝑇𝑅𝐸𝐹

) (7)

log (𝑎𝑇) =−𝐶1 ∙ (𝑇 − 𝑇𝑅𝐸𝐹)

𝐶2 + (𝑇 − 𝑇𝑅𝐸𝐹) (8)

Além da curva mestra de módulo dinâmico, os dados experimentais também podem

ser apresentados em outras representações gráficas como: curva mestra do ângulo de fase

[Figura 31 (a)]; Cole-Cole [Figura 31 (b)], que é a plotagem de E’ (parte real, elástica) vs E”

(parte imaginária, viscosa); e o espaço Black (log |E*| vs ângulo de fase) [Figura 31 (c)].

Figura 31 – Outras representações gráficas

(a) (b) (c)


2.14 Dano por Fadiga em Misturas Asfálticas

A fadiga em misturas asfálticas pode ser definida como sendo o processo onde a

repetição da deformação principal de tração resulta na redução da rigidez total causada pelas

trincas que se desenvolvem no interior da mistura. Diversos autores (Daniel e Kim, 2002,

Babadopulos, 2014; Nascimento, 2015; Freire, 2015, Babadopulos, 2017) têm utilizado a

Teoria do Dano em meio Contínuo Viscoelástico (do inglês, Viscoelastic Continuum Damage

- VECD) para a caracterização do dano por fadiga em misturas asfálticas.

0

10

20

30

40

1E-06 1E-01 1E+04

Φ [

º]

aT . Frequency [Hz]

Curva Mestra (|Φ|)

0

1000

2000

3000

4000

0 20000 40000

Imagin

ário

(E

")

[M

Pa]

Real (E') [MPa]

Cole-Cole

10

100

1000

10000

100000

0 10 20 30 40

|E*| [M

Pa]

Φ [º]

Espaço Black

51

Portela (2011) menciona que o VECD considera um sólido danificado com uma

dada rigidez como um sólido sem dano com uma rigidez reduzida. O parâmetro de dano, em

geral, quantifica qualquer alteração microestrutural que resulta em uma redução de rigidez.

Nascimento (2015) menciona que a mecânica de dano contínuo ignora o comportamento de

microescala e tenta caracterizar um material usando observações de macroescala, ou seja,

propriedades observáveis na escala do volume material. Segundo Schapery (1990), as trincas

são consideradas homogêneas e previstas a partir de variáveis internas de estado, cujas

elevações são determinadas experimentalmente.

O modelo VECD é baseado em três conceitos principais: (i) o princípio da

correspondência elástico-viscoelástica com base na pseudo-deformação (휀𝑅) para modelar o

comportamento viscoelástico do material, (ii) a teoria do potencial de trabalho baseado em

mecânica do dano contínuo para modelagem de efeitos das microfissuras no comportamento

constitutivo global e (iii) PSTT com dano crescente para incluir os efeitos combinados de

tempo/taxa e temperatura (Nascimento, 2015). Para informações mais detalhadas a respeito

desses conceitos indicam-se os trabalhos de Mello (2008), Babadopulos (2014) e Nascimento

(2015).

Underwood et al. (2012) propuseram uma simplificação do modelo

VECD, passando a ser denominado Simplified Viscoelastic Continuum Damage (S-VECD) para

o caso do carregamento cíclico. Segundo Freire (2015), o S-VECD substitui a deformação pela

pseudo-deformação (tensão viscoelástica linear dividida por um módulo de referência)

transformando equações do comportamento viscoelástico do material em equações similares às

de comportamento elástico. A inclinação da curva formada trata-se da pseudo-rigidez (𝐶), que

é relacionada à integridade do material. A partir da variação do tempo e da pseudo-rigidez

durante o ensaio, a variável interna de estado de dano (𝑆) pode ser obtida analiticamente.

As possíveis variações ocorridas nos valores dos CPs utilizados no ensaio de

módulo dinâmico a compressão (|𝐸∗|𝐿𝑉𝐸) com o módulo dos CPs usados no ensaio de fadiga

(|𝐸∗|𝑓𝑖𝑛𝑔𝑒𝑟𝑝𝑟𝑖𝑛𝑡) devem ser levadas em consideração. Para tal, o fingerprint do |E*| com poucos

ciclos é realizado antes do ensaio de fadiga e seu valor é utilizado para corrigir esse possível

desvio, usando a definição de Relação de Módulo Dinâmico (DMR ), expresso na Equação (9).

𝐷𝑀𝑅 =|𝐸∗|𝑓𝑖𝑛𝑔𝑒𝑟𝑝𝑟𝑖𝑛𝑡

|𝐸∗|𝐿𝑉𝐸 (9)

A 𝐷𝑀𝑅 é utilizada para determinar a pseudo-rigidez, conforme Equação (10).

𝐶 =𝜎

휀𝑅 ∙ 𝐷𝑀𝑅 (10)

52

O dano para cargas cíclicas pode ser determinado pela forma discretizada

apresentada nas Equações (11) e (12).

𝛥𝑆𝑘 = {[ −

𝐷𝑀𝑅

2(휀𝑡𝑎

𝑅 )2(𝐶𝑘∗ − 𝐶𝑘−1

∗ )]𝛼

𝛼+1(Δ𝜉)𝛼

𝛼+1(𝐾1)1

𝛼+1, 𝐶𝑘 ≤ 𝐶𝑘−1

0 𝐶𝑘 ≤ 𝐶𝑘−1

(11)

𝑆𝑘 = 𝑆1𝑠𝑡_𝑝𝑒𝑎𝑘 + ∑ ∆𝑆𝑘

𝑛

𝑘=1

(12)

Para uma dada mistura asfáltica a curva 𝐶 𝑣𝑠 𝑆 independe do tipo de carga

(carregamento cíclico ou monotônico), da frequência e da temperatura. Por esse motivo, a curva

𝐶 𝑣𝑠 𝑆 é conhecida como curva característica de dano (Daniel e Kim, 2002). A AASHTO TP

107 (2014) descreve os procedimentos para realização do ensaio e para os cálculos necessários

para construção da curva 𝐶 𝑣𝑠 𝑆, para a qual é mostrado um exemplo na Figura 32.

Figura 32 – Curva 𝐶 𝑣𝑠 𝑆

Fonte: Freire (2015)

Duas leis de evolução são usadas para ajustar as curvas características de dano: Lei

de Potência [Equação (13)] e a Lei Exponencial [Equação (14)], em que 𝐶11, 𝐶12 , 𝑎 e 𝑏 são

coeficientes de ajuste das respectivas leis.

𝐶 = 1 − 𝐶11𝑆𝐶12 (13)

𝐶 = ℯ𝑎𝑆𝑏

(14)

Babadopulos (2014) menciona que a escolha de qual equação utilizar será uma

decisão que mudará apenas a equação final usada para estimar o número de ciclos para a falha

(𝑁𝑓). Para o caso da estimativa para diferentes condições de carregamento a deformação

controlada, a determinação de 𝑁𝑓 pode ser realizada por meio do método descrito por

53

Nascimento (2016), que permite a previsão da vida de fadiga (𝑁𝑓) e do parâmetro de dano, a

partir de dados extraídos do ensaio de vida de fadiga a tração/compressão. A metodologia de

determinação desses parâmetros é descrita nas Equações (15), (16), (17), (18), (19) e (20).

𝑁𝑓 = (𝛿

𝑌 (𝐶12

𝑝 ) + 1)

1

Δ+1−𝐶12

𝑝

(15)

𝛿 =1

2(휀𝑅

𝑇𝐴)2𝐶11 (𝑝(𝐶11𝐶12)𝛼 (휀𝑅

𝑇𝐴)𝛼

𝑓𝑅2𝛼 )

𝐶12𝑝

(16)

휀𝑅𝑇𝐴 =

1

𝐸𝑅 𝛽 + 1

2 ((휀0,𝑝𝑝)

𝑖|𝐸∗|𝐿𝑉𝐸) (17)

𝑝 = 𝛼 − 𝛼𝐶12 + 1 (18)

𝐺𝑅 = 𝑌(𝑁𝑓)Δ (19)

𝐶(𝑆) = 1 − 𝐶11𝑆𝐶12 (20)

Em que:

휀𝑅𝑇𝐴 = amplitude da pseudo-deformação;

α = taxa de evolução do dano;

C11 e C12 = coeficientes da curva 𝐶 𝑣𝑠 𝑆;

𝑓𝑟𝑒𝑑 = frequência reduzida;

𝐺𝑅 = taxa de variação média da energia de pseudo-deformação liberada (por ciclo) durante todo

ensaio;

𝑁𝑓= número de ciclos até a falha;

𝑌 = coeficientes do critério de ruptura 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓;

𝛥 = expoente da equação Y;

𝐶(𝑆) = integridade do material;

𝑆 = parâmetro de dano;

0.𝑝𝑝 = amplitude de deformação pico a pico;

𝛽 = parcela do ciclo em que ocorre tensão de tração (um valor usual é de -0,08, que na prática

significa que ocorre compressão em 80% do ciclo);

|𝐸∗|𝐿𝑉𝐸 = módulo dinâmico viscoelástico linear nas condições de temperatura e frequência.

A taxa de evolução de dano α é obtida diretamente do espectro de relaxação (α = 1

+ 1 / m, onde m indica o máximo valor da derivada do módulo de relaxação em relação ao

tempo, em escala log-log).

54

2.14.1 Critério de Falha para Fadiga

Muitos critérios de falha por fadiga são reportados na literatura, como a redução do

módulo em 50%, a dissipação de energia ou mudança de tendência do ângulo de fase. Contudo,

esses critérios se mostram sensíveis ao modo de carregamento. Sabouri e Kim (2014)

combinaram o critério de queda de ângulo de fase com uma variável baseada em energia de

pseudo-deformação, resultando em um critério de falha que independe do modo de

carregamento.

Segundo Babadopulos (2014), para carregamentos cíclicos, a energia máxima de

pseudo-deformação absorvida pelo material é acumulada sempre que a amplitude de tensão

máxima é alcançada, conforme Equação (21).

𝑊𝑚𝑎𝑥𝑅 =

1

2𝐶∗(휀0,𝑡𝑎

𝑅 )2 (21)

Para obter o critério de falha independente do modo de carregamento, Sabouri e

Kim (2014) utilizaram o conceito de taxa média da energia de pseudo-deformação (𝐺𝑅) ao

longo de todo histórico de carregamento do ensaio. A relação de 𝐺𝑅 com 𝑁𝑓 foi reportada como

linear em escala log-log, e 𝐺𝑅 pode ser determinado pela Equação (22).

𝐺𝑅 =𝑊𝑚𝑎𝑥

𝑅

𝑁𝑓=

∫ 𝑊𝐶𝑅𝑁𝑓

0

(𝑁𝑓)2 (22)

55

3 MATERIAIS E MÉTODOS


Este capítulo contém informações sobre os materiais que são utilizados na presente

pesquisa, bem como sua caracterização físico-química. Contém ainda informações das

propriedades dos agregados, do ligante asfáltico, dos resíduos de sacolas plásticas e do aditivo

orgânico comercial melhorador de adesividade. Abordar-se-ão as curvas granulométricas dos

agregados coletados, os procedimentos de dosagem e compactação. Os ensaios utilizados são

apresentados, bem como a descrição do método de processamento digital de imagens

desenvolvido.

3.2 Esquema Resumido dos Materiais Utilizados e da Metodologia

Os agregados minerais utilizados neste trabalho foram coletados em duas pedreiras

localizadas no Estado do Ceará, mais especificamente na Região Metropolitana de Fortaleza –

RMF (Pedreira Yolita LTDA - Pyla e Pedreira OCS Mineradora). Para manter a

confidencialidade das empresas perante os resultados aqui apresentados decidiu-se nomeá-las,

aleatoriamente, por agregado 1 e agregado 2. A Figura 33 apresenta um esquema básico dos

materiais e da metodologia experimental empregada neste trabalho, além de conter a

nomenclatura utilizada para cada mistura.

Figura 33 – Fluxograma da parte experimental


AGREGADO 1

CAP + RSP

CAP PURO

TRINCAMENTO POR FADIGA

- Módulo dinâmico

- Fadiga T/C

ADESIVIDADE

- Adesividade / PDI - Dano por umidade - ABS

RELAÇÃO DA

ADESIVIDADE COM O

TRINCAMENTO POR

FADIGA

CAP + AMO

M1 - P

M1 - R

M1 - M

AGREGADO 2

CAP PURO M2 - P

CAP + AMO M2 - M

56

Como o objeto de estudo são as interações químicas entre agregados, ligante

asfáltico e possíveis melhoradores de adesividade, decidiu-se padronizar as características

volumétricas das misturas asfálticas estudadas tanto quanto possível. Dessa forma, utilizou-se

a mesma curva granulométrica para todas as misturas dosadas.

Devido ao controle desejado das características volumétricas foi utilizada a série de

peneiras da AASTHO, pois esta permite obter menor amplitude no tamanho dos grãos entre

peneiras, o que proporciona um maior controle da granulometria quando comparada a série de

peneiras do DNIT, conforme ilustrado na Figura 34.

Figura 34 – Comparação entre as peneiras normatizadas pelo DNIT e pela AASHTO


A curva granulométrica projetada tem tamanho máximo nominal (TMN) de 19 mm

e se encaixa entre os limites da Faixa C do DNIT para misturas asfálticas [Figura 35].

Figura 35 – Curva granulométrica das misturas asfálticas


0

20

40

60

80

100

0,01 0,1 1 10 100

% P

ass

an

te a

cum

ula

da

Abertura das peneiras [mm]

Faixa C-DNIT Curva utilizada Pontos de controle

0,075 mm

0,175 mm

0,420 mm

2,00 mm

4,75 mm

9,50 mm

12,50 mm

0,075 mm

0,150 mm

0,300 mm

0,600 mm

4,75 mm

9,50 mm

12,50 mm

2,36 mm

1,18 mm

19,00 mm 19,00 mm DNIT AASHTO

57

3.3 Caracterização Física dos Agregados

A coleta nas pedreiras foi realizada em três pilhas distintas de agregados: pilha 1 de

1/2”, pilha 2 de 3/8" e pilha 3 de areia de britagem. Após o recebimento dos agregados realizou-

se sua secagem em estufa a 110 ºC por 24 h e uma análise da distribuição granulométrica de

cada pilha foi realizada, conforme Figura 36.

Figura 36 – Curvas granulométricas por pilha do agregado 1 e do agregado 2

Os agregados foram fracionados por peneiramento mecânico para um maior

controle da granulometria nas dosagens e nas réplicas dos CPs e acondicionados em baldes de

18 l. Posteriormente, foram realizados os demais ensaios referentes à caracterização física e

mecânica dos agregados, tendo os resultados dispostos na Tabela 2.

Tabela 2 – Caracterização física dos agregados minerais

Ensaio Norma Agregado 1 Agregado 2

Graúdo Miúdo Graúdo Miúdo

Abrasão Los Angeles [%] DNER-ME 035/98 20,26 - 31,78 -

Absorção [%] DNER-ME 081/98 1,046 0,911 0,750 0,715

Adesividade a ligante betuminoso NBR 12583/17 Insatisfatória - Insatisfatória -

Densidade real do fíler DNER-ME 084/94 - 2,547 - 2,663

Densidade de agregado graúdo DNER-ME 081/98 2,394 - 2,656 -

Granulometria por peneiramento DNER-ME 083/98 - - - -


3.4 Caracterização Química dos Agregados

Segundo Cavalcanti e Parahyba (2012), o agregado 1 é proveniente de rocha ígnea-

vulcânica e natureza alcalina, sendo classificada como fonólito (nefelina-fonólito), enquanto o

0

20

40

60

80

100

120

0,01 0,10 1,00 10,00 100,00

% P

ass

an

te a

cum

ula

da

Abertura das peneiras [mm]

Pó de pedra - agregado 1

Pó de pedra - agregado 2

3/8" - agregado 1

3/8" - agregado 2

1/2" - agregado 1

1/2" - agregado 2

58

agregado 2 é proveniente de rocha granítica, sendo classificada como monzogranítica ou biotita.

A Tabela 3 apresenta a composição química dos agregados investigados. Essa etapa

foi realizada no Laboratório de Raios X e a técnica utilizada foi a Fluorescência de Raios X.

Foram analisados o agregado 1 e o agregado 2, e devido à heterogeneidade do agregado 2 esse

agregado foi separado em dois grupos: agregados brancos e agregados pretos.

Tabela 3 – Composição química dos agregados ÓXIDOS PRESENTES NOS AGREGADOS

Agregado 1 Agregado 2 Agregado 2 - Branco Agregado 2 – Preto

Al2O3 12,64 Al2O3 6,89 Al2O3 7,77 Al2O3 6,42

SiO2 49,37 SiO2 49,09 SiO2 67,20 SiO2 31,48

K2O 14,71 K2O 5,88 K2O 13,46 K2O 3,43

CaO 5,58 CaO 11,13 CaO 5,36 CaO 17,46

MnO 1,05 MnO 0,60 MnO 0,25 MnO 0,45

Fe2O3 12,12 Fe2O3 11,49 Fe2O3 4,54 Fe2O3 30,96

Rb2O 0,21 Rb2O 0,14 Rb2O 0,08 Rb2O 0,0768

SrO 0,11 SrO 0,18 SrO 0,14 SrO – Y2O3 0,41 Y2O3 0,57 Y2O3 0,05 Y2O3 – Nb2O5 0,18 Nb2O5 0,10 Nb2O5 0,05 Nb2O5 0,10

Rh2O3 – Rh2O3 – Rh2O3 0,73 Rh2O3 1,00

Ag2O 0,28 Ag2O 1,03 Ag2O 0,18 Ag2O 0,41

PuO2 0,28 PuO2 0,32 PuO2 0,13 PuO2 0,15

MgO – MgO 0,86 MgO – MgO 1,58

TiO2 1,87 TiO2 2,95 TiO2 – TiO2 5,56

MoO3 – MoO3 3,06 MoO3 – MoO3 0,10

CdO – CdO 0,54 CdO – CdO 0,37

In2O3 – In2O3 – In2O3 – In2O3 0,39

P2O5 – P2O5 0,79 P2O5 – P2O5 –

SeO2 – SeO2 0,09 SeO2 – SeO2 –

Br – Br 0,06 Br – Br –

ZrO2 0,61 ZrO2 0,20 ZrO2 – ZrO2 –

Tc – Tc 1,38 Tc – Tc –

TeO2 – TeO2 1,68 TeO2 – TeO2 –

Bi2O3 – Bi2O3 0,19 Bi2O3 – Bi2O3 –

At – At 0,14 At – At –

Fr – Fr 0,14 Fr – Fr –

ThO2 0,18 ThO2 0,18 ThO2 – ThO2 –

U3O8 0,16 U3O8 0,18 U3O8 – U3O8 –

ZnO 0,17 ZnO – ZnO – ZnO –

Total = 100 Total = 100 Total = 100 Total = 100

Fonte: Laboratório de Raios-X da UFC (2018).

Analisando a Tabela 3 é possível notar que o agregado 1 e o agregado 2 apresentam,

praticamente, o mesmo teor de sílica (SiO2), i.e. 49%. Porém, o agregado 2 apresenta 11% de

óxido de cálcio (CaO), enquanto que o agregado 1 apresenta 5%. Em relação aos agregados 2

branco e preto a diferença de teores desses componentes é muito maior. Esses teores de SiO2,

CaO e outros óxidos serão utilizados na sequência para correlações com propriedades de forma.

59

3.5 Cimento Asfáltico de Petróleo

O CAP 50/70 utilizado é processado na refinaria Lubrificantes e Derivados do

Nordeste (Lubnor) da Petrobras. Os resultados da sua caracterização encontram-se na Tabela 4.

Tabela 4 – Caracterização dos ligantes asfálticos Propriedade CAP 50/70 Limites CAP 50/70

Penetração a 25ºC [dmm] 46 50 a 70

Ponto de amolecimento [ºC] 49 Min. 46

Índice de susceptibilidade térmica -1,4 -1,5 a + 0,7

Viscosidade Brookfield 135ºC – sp21 20rpm (cP) 395 Min. 274

Faixa de temperatura de usinagem [ºC] 160 – 166 Max. 177

Faixa de temperatura de compactação [ºC] 148 – 152 Máx. 177

3.6 Resíduos de Sacolas Plásticas

Utilizou-se resíduos de sacolas plásticas do tipo Polietileno de Baixa Densidade

(PEBD) provenientes de supermercados. Esse resíduo foi cortado manualmente até atingir uma

área de 1 cm2. Não se realizou nenhum tipo de caracterização físico-química desse resíduo.

Menaria e Sankhla (2015) afirmaram que na mistura asfáltica os RSPs podem ser

adicionados nos agregados quentes (170 ºC). O plástico é derretido e acaba envolvendo os

agregados. Em seguida, é adicionado o ligante asfáltico, que se liga ao plástico. Essa técnica

melhora o recobrimento da película asfáltica sobre o agregado, como indicado na Figura 37.

Figura 37 – Melhoria do recobrimento com a adição de RSP


60

Segundo Bayler (1988), os PEBDs iniciam sua decomposição a partir de 290 ºC,

pela quebra de ligações fracas e pela quebra das ligações terciárias de carbono. Luscombe

(1999) afirma que a incineração de resíduos plásticos libera dioxinas que são substâncias

conhecidas por seu potencial cancerígeno e por desencadearem má formação fetal.

De acordo com Chang e Huang (2000), as dioxinas provêm essencialmente de

processos químicos industriais e processos térmicos (de combustão) especialmente quando

estão envolvidas temperaturas entre 250 ºC a 350 ºC, que favorecem a sua formação. Como a

temperatura da mistura e da compactação não ultrapassou 170 ºC, a utilização de RSP foi

considerada segura do ponto de vista da saúde.

3.7 Aditivo Orgânico Melhorador de Adesividade

O aditivo usado na modificação do ligante asfáltico é o Dope Concentrado D.08

(Líquido) oriundo da Aminocap Química. As propriedades físicas e químicas deste aditivo estão

dispostas na Tabela 5.

Tabela 5 – Propriedades do aditivo Propriedades Físicas e Químicas

Cor Marrom Claro Transparente

Ponto de fulgor Acima de 190ºC

Consistência a 25°C Líquido viscoso

Viscosidade SSF a 50°C Máximo 200 SSF

Cheiro Amoniacal

Densidade aparente a 25°C Aproximadamente 1000 g/L

pH Alcalino

Fonte: Aminocap (2017).

3.8 Dosagem das Misturas Asfálticas

As misturas asfálticas deste estudo foram dosadas segundo a metodologia

Superpave. Segundo Bernucci et al. (2010), essa metodologia consiste basicamente em estimar

um teor de projeto de CAP por meio da fixação do volume de vazios (𝑉𝑣) para um dado

numérico de ciclos de compactação giratória e do conhecimento da granulometria dos

agregados disponíveis. Visou-se um 𝑉𝑣 de 4,0% aproximadamente aplicando-se 100 giros de

compactação giratória. As temperaturas de usinagem (TU) e compactação utilizadas (TC ) são

160ºC e 150ºC, respectivamente.

61

3.8.1 Dosagem da Mistura M1-P

A mistura denominada M1-P foi dosada com agregados da pedreira 1, de origem

fonolítica e com CAP 50/70 puro. Foram utilizados os seguintes teores de CAP em relação a

massa total da mistura: 4,0%; 4,5%; 5,0%; 5,5% e 6,0%. Os procedimentos citados a seguir

foram replicados para todos teores de CAP.

A massa de ligante correspondente ao teor de 4% em massa da mistura foi aquecida,

no bico de Bunsen, a 160ºC e a massa de agregados correspondente a esse teor foi aquecida,

em estufa, a 170ºC. O CAP e os agregados foram homogeneizados no misturador mecânico até

o recobrimento total dos agregados pelo ligante asfáltico.

Para encontrar o volume de vazios de cada CP fez-se necessário determinar dois

parâmetros: (i) densidade aparente medida (𝐺𝑚𝑏) e (ii) densidade máxima medida (𝐺𝑚𝑚).

(i) Determinação da densidade aparente medida (𝐺𝑚𝑏): a mistura homogeneizada é dividida em

três bacias metálicas, de modo que cada tenha aproximadamente 1170 g de mistura asfáltica.

Essas bacias são então levadas à estufa, a 160ºC, por 2 h para simular o envelhecimento ocorrido

pela usinagem e pelo transporte da mistura em campo. A cada 30 min a mistura contendo o

próximo teor de CAP passa pelo mesmo procedimento garantindo assim que todas as misturas

fiquem envelhecendo pelo mesmo período.

Após decorridas as 2 h de envelhecimento da mistura com teor de CAP de 4,0%, as

três primeiras bacias são levadas ao Compactador Giratório Superpave (CGS) para a

compactação a 150ºC e 100 giros. A cada 30 min. o procedimento é repetido para os demais

teores de CAP. Ao final deste procedimento são obtidos 15 CPs, 3 CPs para cada teor de CAP.

Para determinar a 𝐺𝑚𝑏, cada CP é pesado na condição seca, para em seguida ser

colocado em uma cesta metálica interligada à balança, devendo ficar submerso por 5 min. para

que atinja a estabilização. Sua massa é então aferida e o CP é retirado, sua água superficial é

enxugada com um pano, e a condição saturada é pesada.

De posse dessas três condições - massa seca, massa imersa e massa saturada - é

possível determinar a Gmb por meio da Equação (23).

𝐺𝑚𝑏 =𝑀𝑆𝐸𝐶𝐴

𝑀𝑆𝐴𝑇𝑈𝑅𝐴𝐷𝐴 − 𝑀𝐼𝑀𝐸𝑅𝑆𝐴∙ 0,9971 (23)

Em que: 𝑀𝑆𝐸𝐶𝐴: massa do CP seco [g];

𝑀𝑆𝐴𝑇𝑈𝑅𝐴𝐷𝐴: massa do CP saturado [g];

𝑀𝐼𝑀𝐸𝑅𝑆𝐴: massa do CP imerso [g].

(ii) Determinação da densidade máxima medida (𝐺𝑚𝑚): foi utilizado o método Rice, descrito

62

na norma ASTM D2041/2011. O procedimento exige o preparo da mistura asfáltica solta (não

compactada) com as mesmas proporções, em peso, de agregados e de ligante asfáltico,

utilizadas para a confecção de CPs. Todavia, são utilizadas duas bacias por teor de CAP e cada

bacia deve ter aproximadamente 1500 g de massa da mistura. Essas bacias são então levadas à

estufa, a 160ºC, por 2 h para simular o envelhecimento ocasionado pela usinagem e pelo

transporte da mistura em campo. A cada 30 min a mistura contendo o próximo teor de CAP

deve passar pelo mesmo procedimento, garantindo assim que todas as misturas fiquem

envelhecendo pelo mesmo período.

Após o envelhecimento da mistura as bacias são retiradas da estufa e a mistura

asfáltica é resfriada. A mistura deve ser constantemente revolvida para evitar sua aglutinação.

Após a mistura atingir a temperatura ambiente e estar completamente solta ela é colocada em

um cilindro e sua massa seca é medida. Posteriormente, ao conjunto (cilindro + mistura) é

adicionado um volume de água suficiente para cobrir a mistura asfáltica. O cilindro é então

conectado a uma bomba de vácuo (760 mm Hg) por 15 min. para retirar os vazios de ar

existentes na mistura solta. Decorridos 15 min, o conjunto (cilindro + mistura + água) deve ser

imerso em água e após estabilizar por 10 min. o mesmo é pesado. A determinação da 𝐺𝑚𝑚 é

feita por meio da Equação (24).

𝐺𝑚𝑚 =𝑀𝑀𝑆𝐸𝐶𝐴

𝑀𝑀𝑆𝐸𝐶𝐴 + 𝑀𝐶𝐼𝐿𝐼𝑁𝐷𝑅𝑂/𝐼𝑀𝐸𝑅𝑆𝑂 − 𝑀𝑀𝐼𝑀𝐸𝑅𝑆𝑂∙ 0,9971 (24)

Em que: 𝑀𝑀𝑆𝐸𝐶𝐴: massa da mistura seca [g];

𝑀𝐶𝐼𝐿𝐼𝑁𝐷𝑅𝑂/𝐼𝑀𝐸𝑅𝑆𝑂: massa do cilindro imerso [g];

𝑀𝑀𝐼𝑀𝐸𝑅𝑆𝑂: massa da mistura + cilindro imerso [g];

De posse da 𝐺𝑚𝑏 e da 𝐺𝑚𝑚, os demais parâmetros volumétricos das misturas foram

calculados, até que fossem obtidos os teores de projeto que produzissem CPs com

𝑉𝑣 = 4,0 ± 0,4%.

3.8.2 Dosagem da Mistura M1-R

A segunda mistura denominada M1-R foi dosada com agregados da pedreira 1, de

origem fonolítica, CAP 50/70 puro e adição de resíduos de sacolas plásticas. Foram utilizados

os seguintes teores de CAP em relação a massa total da mistura: 4,0%; 4,5%; 5,0%; 5,5% e

6,0%. Utilizou-se 1,0, 1,5 e 2,0% de RSP da massa total da mistura para cada teor de CAP.

Escolheu-se o teor de 1,0%, pois os outros teores dificultaram a homogeneização da mistura.

Os procedimentos citados a seguir foram replicados para todos teores de CAP.

63

A massa correspondente ao teor de 4,0% de CAP foi aquecida, no bico de Bunsen,

a 160ºC e a massa de agregados correspondente a esse teor foi aquecida, em estufa, a 170ºC.

Quando os agregados atingiram 170ºC os resíduos de sacolas plásticas são adicionados e

misturados a eles. Os agregados recobertos pelo plástico eram levados à estufa por mais 30 min

para que atingissem 170ºC novamente antes da usinagem.

O CAP e os agregados recobertos pelos RSPs foram colocados no

misturador/homogeneizador e misturados até o recobrimento total dos agregados pelo ligante

asfáltico. Em seguida, foi realizado o mesmo procedimento referido no item 3.8.1 para

encontrar os parâmetros volumétricos.

3.8.3 Dosagem da Mistura M1-M

A mistura denominada M1-M foi dosada com agregados da pedreira 1 e CAP com

adição de 0,2% de AMO em relação ao CAP. Entretanto, como desejava-se que todas as

misturas tivessem o mesmo teor de CAP da mistura M1-P os procedimentos realizados na

dosagem das demais misturas passou por uma alteração.

Para a realização da 𝐺𝑚𝑏 o teor de CAP foi fixado no mesmo valor encontrado na

mistura M1-P e variou-se o número de giros de compactação (50, 60, 70, 80 e 90 giros), de

forma a atingir um 𝑉𝑣= 4,0 ± 0,4%. Para a realização da 𝐺𝑚𝑚 a mistura solta foi homogeneizada

com o mesmo teor de CAP encontrado na dosagem da mistura M1-P. De posse da 𝐺𝑚𝑏 e da

𝐺𝑚𝑚, os demais parâmetros volumétricos das misturas foram calculados, até que fossem

obtidos o número de giros de projeto que produzissem CPs com 𝑉𝑣 = 4,0 ± 0,4%.

3.8.4 Dosagem da Mistura M2-P

A mistura M2-P foi dosada com agregados da pedreira 2 e com CAP puro. Para

determinar a 𝐺𝑚𝑏 e a 𝐺𝑚𝑚 seguiu-se os mesmos procedimentos descritos no item 3.8.3.

3.8.5 Dosagem da Mistura M2-M

A mistura M2-M foi dosada com agregados da pedreira 2 e com CAP com adição

de 0,2% de AMO. Para determinar a 𝐺𝑚𝑏 e a 𝐺𝑚𝑚 seguiu-se os mesmos procedimentos

descritos no item 3.8.3.

64

3.8.6 Determinação do Teor de CAP (%CAP) e dos Parâmetros Volumétricos

Após a determinação da 𝐺𝑚𝑏 e da 𝐺𝑚𝑚 foi possível determinar os parâmetros

volumétricos das misturas asfálticas dosadas.

Para encontrar o volume de vazios (𝑉𝑣) foi utilizada a Equação (25).

𝑉𝑣 =𝐺𝑚𝑚 − 𝐺𝑚𝑏

𝐺𝑚𝑚∙ 100 (25)

Para determinar os vazios com betume (𝑉𝐶𝐵) foi utilizada a Equação (26).

𝑉𝐶𝐵 =%𝐶𝐴𝑃 ∙ 𝐺𝑚𝑏

𝜌𝐶𝐴𝑃∙ 100 (26)

Os vazios do agregado mineral (𝑉𝐴𝑀) foram determinados pela Equação (27).

𝑉𝐴𝑀 = 𝑉𝑣 + 𝑉𝐶𝐵 (27)

Para determinar a relação betume/vazios (𝑅𝐵𝑉) foi utilizada a Equação (28).

𝑅𝐵𝑉 =𝑉𝐶𝐵

𝑉𝐴𝑀 ∙ 100 (28)

O teor de CAP utilizado foi aquele em que o 𝑉𝑣 = 4,0 ± 0,4%.

3.9 Adesividade ao Ligante Asfáltico: Agregado Graúdo – ABNT 12583 (2017)

O ensaio de adesividade seguiu a norma ABNT 12583 (2017). Na preparação das

amostras, os agregados passantes na peneira de 19 mm e retidos na peneira de 12,5 mm, foram

lavados com água destilada por 1 min. e secos em estufa a 120ºC por 2 h.

3.9.1 Adesividade da Mistura M1-P

Pesou-se 500 g de agregados da pedreira 1, que foram levados à estufa e aquecidos

a 100ºC. Após atingirem essa temperatura, adicionou-se 17,5 g de CAP e a mistura foi

homogeneizada até o total recobrimento dos agregados pela película betuminosa. A mistura foi

colocada em uma bancada de granito para resfriar e constantemente revolvida para não

aglutinar. Após seu resfriamento a mistura foi colocada em um béquer e adicionou-se água

destilada até que a mistura ficasse completamente submersa na água. O béquer foi levado à

estufa para condicionamento a 40ºC por 72 h.

65

3.9.2 Adesividade da Mistura M1-R

Após o aquecimento de 500 g dos agregados da pedreira 1 a 100ºC adicionou-se

5,0 g de RSPs (aproximadamente, 1% da mistura). Esses agregados com RSP foram levados

novamente a estufa de forma a possibilitar que o plástico derretesse sobre a superfície dos

agregados. Decorridos 30 min. misturou-se as 17,5 g de CAP e a mistura foi homogeneizada,

seguindo posteriormente os mesmos procedimentos citados no item 3.9.1. O procedimento

resumido é mostrado na Figura 38.

Figura 38 – Ensaio de adesividade da mistura M1-R


3.9.3 Adesividade da Mistura M1-M

A massa de 1.000 g de CAP foi aquecida a 150ºC e adicionou-se uma massa de

AMO igual a 0,2% da massa de CAP, ou seja, 2 g de aditivo. Essa mistura foi agitada por 30

min. a 500 rpm. Os procedimentos subsequentes seguiram os passos descritos no item 3.9.1.

3.9.4 Adesividade das Misturas M2-P e M2-M

Os procedimentos para o ensaio de adesividade do agregado graúdo referente às

misturas M2-P e M2-M foram os mesmos descritos nos itens 3.9.1 e 3.9.3, respectivamente. A

única diferença foi que as misturas M2-P e M2-M foram produzidas com o agregado 2.

3.10 Percentual de Área de Agregado Recoberto pelo Ligante por PDI

O ensaio descrito na ABNT 12583 (2017) tem como limitação ter como resposta

um resultado qualitativo, ou seja, se o recobrimento for completo admite-se a adesividade como

Condicionamento

40ºC / 72h

Adição de

CAP = 17,5g

Agregados = 500g

100ºC

RSP = 5,1g Mistura

120ºC

66

satisfatória, se o recobrimento for parcial a adesividade é considerada insatisfatória. Não existe

a preocupação em se estimar a área recoberta pelo ligante, principalmente no caso de misturas

contendo ligantes asfálticos puros.

Como parte dessa dissertação, foi desenvolvido um método de processamento

digital de imagem que possibilita a determinação do percentual de área recoberto pelo ligante

(APDI). Determinando APDI após o ensaio de adesividade o resultado pode passar de uma análise

qualitativa para uma análise quantitativa, e posteriormente essas áreas podem ser

correlacionadas com resultados de outros ensaios, como o de dano por umidade induzida, ou

com outras propriedades físico-químicas de ambos os materiais. Pode ser utilizado também para

classificar ou quantificar o caráter adesivo de diferentes tipos de agregados para um futuro

banco de dados.

3.10.1 Aquisição de Imagens

Os agregados recobertos pelo ligante após o ensaio de adesividade (ABNT 12583)

são colocados sobre uma folha de fundo branco em cima de uma superfície plana. A mistura

foi fotografada pela câmera de smartphone, de 13 megapixels e resolução de 720 x 1280. O

smartphone foi mantido mais o paralelo possível ao plano em que se encontrava a amostra,

contudo sem nenhum dispositivo especial que garantisse o paralelismo. As imagens obtidas são

salvas em formato Joint Photographic Experts Group (.JPG).

3.10.2 Imagens Utilizadas para Comparação

Devido à dificuldade em se estimar a área de recobrimento após o ensaio em

questão, decidiu-se utilizar cinco imagens com áreas conhecidas para comparar com a

metodologia proposta. As imagens e suas respectivas dimensões são mostradas na Figura 39.

67

Figura 39 – Imagens padrão utilizadas para comparação

Os procedimentos descritos a seguir foram utilizados para as cinco imagens.

Entretanto, será utilizada a Figura 39 (a) para explicar o procedimento.

3.10.3 Pré-processamento/realce

As etapas seguintes foram executadas no software MATLAB R2017a, conforme o

fluxograma das etapas [Figura 95 (a)] e o código desenvolvido [Figura 95 (b)] do Apêndice A.

Como as imagens utilizadas para validação e a imagem obtida após o ensaio de adesividade têm

padrão RGB (Red, Green, Blue) é imprescindível a utilização da função RGB2GRAY contida

na Toolbox do MATLAB, transformando-as em imagens monocromáticas [Figura 40 (a)] e sua

distribuição de pixels foi feita resultando no histograma da [Figura 40 (b)].

Figura 40 – Imagem monocromática

(a) Imagem monocromática (b) histograma de distribuição dos pixels

Por meio do histograma é possível inferir os limiares da imagem. Esses limiares (T)

são encontrados nos vales do histograma. Na Figura 40 (b) em 0<T≤25 (na abcissa que indica

a variação da tonalidade), se encontram os pixels do ligante asfáltico, representados na Figura

40 (a) pela cor preta. Em 25 <T≤ 50 existe uma grande depressão na qual não se encontram

(a) (b) (c)

(d) (e)

2 cm

1 cm

4 cm

3 cm

0 50 100 150 200

250

600 500 400 300 200 100

0

Variação da tonalidade

Pix

els

68

pixels. Já em 50 <T≤240 têm-se os pixels que representam o agregado na Figura 40 (a). Próximo

a 255 encontram-se os pixels brancos representando a folha de fundo branco. Como o

histograma foi aumentado, para poder verificar os picos e vales formados, não foi possível

visualizar até o limite de pixels brancos. Todavia, o valor das ordenadas referentes a essa cor

atingiu 11.600 pixels.

3.10.4 Segmentação por Limiarização

Nesta etapa a imagem foi binarizada, sendo que os pixels abaixo do limiar definido

tiveram atribuído o valor zero (0), representando a cor preta; e os pixels acima desse limiar

tiveram o valor (1), representando a cor branca. Para separar os pixels referentes ao ligante

asfáltico pode ser usada a função GRAYTHRESH, que retorna um valor automático de limiar.

Entretanto, muitas vezes esse limiar sofre distorções e o caminho mais representativo é o

método manual de tentativas. Utilizou-se o limiar de T≤0,200, pois esse foi o valor que mais

se adequou à imagem analisada. Para separar os pixels brancos utilizou-se T≤0,785. Para o

primeiro limiar a resposta do percentual de área recoberta pelo ligante [Figura 41].

Figura 41 – Limiarização da imagem

No Matlab, a função utilizada faz o somatório de todos os pixels brancos (0).

Todavia, os pixels de interesse são os pretos (1) da Figura 41, então a imagem é invertida

conforme visto na Figura 42 (a), permitindo a determinação dos pixels do ligante asfáltico. Para

encontrar a área total dos agregados é necessário realizar o mesmo procedimento relatado até

esse passo, só que dessa vez o limiar utilizado será T≤0.785. A imagem gerada corresponderá

a área total dos agregados (que pode ou não estar recoberta por ligante) representada na Figura

42 (b) pela área branca.

Figura 42 – Inversão dos pixels

(a) (b)

69

3.10.5 Reconhecimento e Classificação

Com o número de pixels brancos das Figuras 42 (a) e (b) é possível determinar o

percentual de área do agregado recoberta pelo ligante (𝐴𝑃𝐷𝐼), conforme Equação (29). Os

valores obtidos nas análises das imagens da Figura 39, constam na Tabela 6.

𝐴𝑃𝐷𝐼 =𝑃𝐿

𝑃𝐴 ∙ 100 (29)

Em que: 𝑃𝐿: é o número de pixels do ligante;

𝑃𝐴: é o número de pixels do agregado (que pode ou não estar recoberto pelo ligante);

Tabela 6 – Comparação do percentual de área determinada por PDI com o teórico Figura 4 PL PA Limiares ATEÓRICA [%] APDI [%]

(a) Imagem 1 1444 5754

0,200 | 0,785

25,00 25,09

(b) Imagem 2 4483 17919 25,00 25,02

(c) Imagem 3 2830 11284 25,00 25,08

(d) Imagem 4 1444 8646 16,66 16,70

(e) Imagem 5 7212 12984 55,55 55,55

Analisando a Tabela 6 é possível concluir que o percentual de área determinado

pela metodologia proposta é muito próximo ao valor teórico (ATEÓRICA), indicando que é possível

encontrar o percentual de área de agregado recoberto pelo ligante após o ensaio de adesividade.

3.10.6 Avaliação da Influência da Escolha de Limiares Manualmente nos Resultados

A avaliação da influência da escolha dos limiares manuais nos percentuais de área

recoberta foi investigada. Para isso, os limiares das cinco imagens foram modificados e os

respectivos percentuais de área recoberta foram analisados. Para o limiar 0,200 aplicou-se

variações de ±0,025, ou seja, limiares de 0,175 e de 0,225, abrangendo uma faixa de 0,05. O

mesmo foi feito para o limiar 0,785, resultando nos limiares 0,760 e 0,810. Os resultados

referentes a esta análise estão dispostos na Tabela 7.

Tabela 7 – Influência dos limiares no resultado de 𝐴𝑃𝐷𝐼 Limiares (a) Imagem 1 (b) Imagem 2 (c) Imagem 3 (d) Imagem 4 (e) Imagem 5

PL 0,175 1444 4470 2822 1444 7171

0,200 1444 4483 2830 1444 7212

0,225 1444 4492 2857 1444 7256

PA 0,760 5671 17694 10998 8304 12670

0,785 5754 17929 11284 8646 12984

0,810 5755 17919 11341 8579 12755

Maior APDI [%] 25,46 25,39 25,98 17,39 56,92

Menor APDI [%] 25,09 25,00 24,95 16,70 55,23

Diferença [%] 0,37 0,39 1,03 0,69 1,61

70

Analisando as diferentes combinações de PA e de PL, conclui-se que mesmo para

uma faixa de 0,05 entre os limiares, a maior variação obtida para as cinco imagens foi de 1,61%,

enquanto que a variação média das cinco imagens foi de 0,81%. Conclui-se que o método

manual de limiarização por tentativa e erro é suficientemente acurado.

3.10.7 Análise Individual de APDI de cada Agregado

Ao notar que o APDI dos agregados individuais tinha uma grande variação decidiu-

se realizar um teste estatístico, em que cada agregado foi numerado e separado, e sua área de

recobrimento foi determinada, conforme Figura 43. A investigação nessa etapa teve seu foco

na identificação de possíveis agregados outliers em relação ao APDI.

Figura 43 – Separação dos agregados.

Torquato e Silva et al. (2014) utilizaram o método de identificação de outliers como

sendo todos os valores fora de 2 desvios padrões (𝑆) da média (��). Por sua vez, Mahoney (2016)

usou o Teste Tau (𝜏) de Thompson modificado para identificar outliers em medidas de

densidades de núcleos extraídos do revestimento asfáltico após a compactação. Esse teste é

recomendado pela Measurement Uncertainty, Part I, American Society of Mechanical

Engineers, sempre que houver incerteza, decorrentes de erros aleatórios ou sistemáticos.

Escolheu-se o teste Tau de Thompson Modificado por que ele considera o tamanho

da amostra e a cada outlier retirado é feita uma nova iteração com a média e o desvio padrão

da nova amostra. O Tau de Thompson para cada indivíduo é determinado pela Equação (30).

𝜏𝑖 =𝛿1

𝑆=

|𝑥𝑖 − ��|

𝑆 (30)

Os valores de referência de 𝜏 de Thompson são calculados a partir da Equação (31),

onde 𝑡𝛼,𝑛−2 é a estatística da distribuição 𝑡 de Student para um nível de significância (𝛼) e

(𝑛 − 2) graus de liberdade.

71

𝜏𝛼,𝑛 =𝑡𝛼,𝑛−2(𝑛 − 1)

√𝑛 ∙ √𝑛 − 2 + (𝛼, 𝑛 − 2)2

(31)

Para cada iteração, todos os valores de 𝜏𝑖 da amostra são comparados com um valor

de 𝜏𝛼,𝑛. Todos os valores de 𝜏𝑖 superiores ao 𝜏𝛼,𝑛 são considerados outliers. Para a amostra em

questão, foram realizadas 2 iterações com 𝛼=0,05/n =36 e 𝛼=0,05/n =35, sendo o 𝜏

correspondente com valores iguais a 1,9198 e 1,9186, respectivamente. Para essas condições, é

possível concluir com 95% de confiança que o agregado 13 e o agregado 9 têm indícios de

serem outliers, visto que seus valores de 𝜏𝑖 foram superiores a 𝜏𝛼,𝑛 [Tabela 8].

Tabela 8 – Teste estatístico de Thompson modificado para determinação de outliers. Antes da retirada do 1º Outlier Após da retirada do 1º Outlier Após da retirada do 2º Outlier

Área média 0,5042 Área média 0,5155 Área média 0,5105

Mediana 0,4986 Mediana 0,4997 Mediana 0,4904

Desvio Padrão (σ) 0,1455 Desvio Padrão (σ) 0,1312 Desvio Padrão (σ) 0,1246

C.V. 0,2885 C.V. 0,2551 C.V. 0,2440

τ (1ª iteração) = 1,9198 𝜏13 (Outlier) = 2,6691 τ (2ª iteração) = 1,9186 𝜏9 (Outlier) = 2,0418

Segundo o teste de verificação de outliers para a amostra analisada, na 1ª iteração

o agregado 13 foi considerado um outlier, conforme Figura 44 (a). Na 2ª iteração o agregado 9

foi considerado outlier, conforme Figura 44 (b).

Figura 44 – Detecção de outliers

(a) (b)

Essa análise de agregados outliers foi muito importante no desenvolvimento desta

metodologia, pois foi a partir dela que surgiu o questionamento de entender se esses dois

agregados outliers também teriam grandes variações em relação a outras propriedades físico-

químicas dos demais agregados. Nas seções 4.3.2, 4.3.3 e 4.3.4 essas relações entre 𝐴𝑃𝐷𝐼 e as

propriedades físico-químicas dos agregados são discutidas.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 5 10 15 20 25 30 35

τ[α

=0,0

5;

n=

36]

Nº do Agregado [1 - 36]

τi Outleir τ=1,9198

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 5 10 15 20 25 30 35

τ[α

=0,0

5;

n=

35]

Nº do Agregado [1-12/14-35]

τi Outlier τ=1,9186

72

3.11 Dano por Umidade Induzida – ABNT 15617 (2015)

A amostra para execução do ensaio é constituída por seis CPs, subdivididos em dois

conjuntos de três CPs. Os CPs têm volume de vazios de 7 ± 1%, sendo que esta porcentagem

de vazios é obtida experimentalmente alterando-se a energia de compactação, a altura ou a

massa do CP em relação ao projeto original da mistura asfáltica em teste, mantendo-se o teor

de ligante asfáltico do projeto de dosagem.

Neste trabalho, foi alterado o número de giros de cada mistura até que cada uma

atingisse um 𝑉𝑣 igual a 7 ± 1%. Após verificar que todos os CPs atingiram o volume de vazios

desejado, foi aferida a massa de cada CP na condição seca (𝑃1), bem como a média aritmética

de 4 leituras de altura e 4 leituras de diâmetro de cada CP.

Os CPs foram divididos em dois conjuntos com 3 CPs cada. O primeiro conjunto é

submetido ao ensaio para determinação da resistência à tração por compressão diametral

conforme a ABNT 15087 (2012). O segundo conjunto é submetido ao condicionamento de

elevada severidade (Seção 3.11.1) antes da realização da determinação da resistência à tração

por compressão diametral.

Para a saturação, os CPs são colocados em um conjunto capaz de aplicar vácuo com

capacidade de no mínimo 13 kPa e no máximo 67 kPa. Os CPs são submersos dentro do

recipiente com água destilada e é aplicado vácuo na faixa de 13 kPa a 67 kPa de pressão absoluta

por no mínimo 5 min. a no máximo 10 min., de modo que a água adentre os vazios com ar do

CP. Deve-se iniciar aplicando a menor pressão de vácuo e ir aumentando gradativamente. A

aplicação de vácuo é cessada, deixando o CP dentro do recipiente com água por mais 5 a 10

min. Após esse período o CP é retirado e colocado sobre um pano umedecido, retirando o

excesso de água superficial, em seguida determina-se sua massa ao ar (𝑃2).

O volume de água absorvido (𝑉𝑎), expresso em gramas, pelos vazios com ar é dado

pela Equação (32).

𝑉𝑎 = 𝑃2 − 𝑃1 (32)

O grau de saturação (GS) expresso em porcentagem é obtido pela Equação (33).

𝐺𝑆 =𝑉𝑎

𝑉𝑣∙ 100 (33)

Caso 55% < GS < 80%, deve seguir o procedimento de condicionamento do CP.

No caso de GS < 55%, o CP deve ser submerso novamente em água e deve-se repetir o

procedimento a partir da aplicação de vácuo. Aumentando-se a pressão de vácuo aplicada ou

aumentando-se o tempo de permanência sob vácuo. Caso GS > 80%, o CP deve ser descartado.

73

3.11.1 Condicionamento de Elevada Severidade

Após saturação, o CP é embalado em filme plástico e colocado dentro de um

envoltório plástico impermeável com cerca de 10 ml de água. O envoltório plástico é então

lacrado, para não permitir entrada ou saída de água e levado ao sistema de resfriamento capaz

de manter a temperatura de -18 ± 3ºC por 16 h. Decorrido o período de resfriamento, leva-se o

envoltório com o CP para um banho de água a 60 ± 1ºC. O envoltório e o filme plástico devem

ser removidos para liberação do CP ainda dentro do banho, assim que for possível sua retirada

sem danificá-lo. O CP é mantido no banho por 24 ± 1h. Após remoção do banho o CP é levado

imediatamente à submersão em um banho de água a 25 ± 1ºC, por 2 h a 3 h. A temperatura do

banho deve atingir o equilíbrio em no máximo 15 min.

Após o condicionamento é determinada a resistência à tração por compressão

diametral conforme a ABNT 15087 (2012). São feitas as médias da resistência a tração do

grupo não-condicionado (𝑅𝑇) e do grupo condicionado (𝑅𝑇𝐶). A razão de resistência à tração

retida (𝑅𝑅𝑇) expressa em porcentagem é determinada por meio da Equação (34). O esquema

simplificado do ensaio descrito é mostrado na Figura 45.

𝑅𝑅𝑇 =𝑅𝑇𝐶

𝑅𝑇 ∙ 100% (34)

Figura 45 – Esquema simplificado do ensaio dano por umidade induzida


74

Se a mistura asfáltica se mostrar afetada pela umidade acima de certo limite

estabelecido em projeto, deve-se realizar novamente os ensaios alterando-se ou substituindo-se

alguns componentes das misturas asfálticas ou introduzindo-se um AMO. A especificação de

serviço DNIT 031 (2006) estabelece um limite mínimo para relação de resistência a tração

retida por umidade induzida de 70%, parâmetro esse que será utilizado nesse trabalho.

3.12 Asphalt Bond Strength (ABS) – AASHTO TP 91-11 (2013)

Para realização do ensaio ABS se faz necessária a preparação dos materiais, que é

dividida em duas partes: (i) preparação dos agregados e (ii) preparação do ligante asfáltico. Na

primeira parte as placas de agregados devem ser cortadas com espessura semelhante e

superfícies de cima e de baixo tão paralelas quanto possível. Depois de cortar e lapidar, as

placas de agregados devem ser imersas em água destilada em um aparelho de limpeza

ultrassônico durante 60 min a 60°C para remover qualquer resíduo do processo de corte e

neutralizar a superfície de agregado à sua condição original. A lapidação é feita para controlar

a rugosidade da superfície, porém nesse trabalho, as placas de agregados foram apenas serradas.

Na segunda parte, a superfície do agregado e o Dolly [Figura 46] devem ser

desengordurados com acetona para remover a umidade e a poeira, o que poderia afetar a

aderência. O Dolly e a placa de agregado são aquecidos em estufa a 150 ± 2 °C durante um

tempo mínimo de 30 min, para remover a água absorvida na superfície do agregado e

proporcionar uma melhor ligação entre o ligante asfáltico e o agregado. O ligante asfáltico deve

ser aquecido em um forno a 150 ± 2 °C, então a massa de 0,4 g ± 0,05 g de ligante é colocada

no molde de silicone e deixada a resfriar por 15 min, a temperatura ambiente. O Dolly é

removido da estufa e o ligante que está no molde é transferido para a superfície inferior do

Dolly. Após o espalhamento do ligante em toda a superfície do Dolly, a placa de agregado é

retirada da estufa e ocorre a fixação do ligante na placa de agregado. A norma menciona que,

após pressionar firmemente o Dolly contra o agregado, deve-se aparafusar um peso de 50 g em

cima de cada Dolly, porém como o Dolly utilizado era diferente do contido na norma decidiu-

se somente pressionar por 10 s os Dolly contra o agregado. O Dolly precisa ser pressionado em

um ângulo de 90º com a placa de agregado, de modo a evitar a torção que pode causar bolhas

de ar presas no interior da amostra. O esquema simplificado da preparação das amostras é

mostrado na Figura 46.

75

Figura 46 – Preparação das amostras para o ensaio ABS


Antes do ensaio, as amostras secas foram deixadas a temperatura ambiente durante

24 h. Para o condicionamento à umidade, as amostras devem ser deixadas a temperatura

ambiente durante 1 h, para permitir que o sistema agregado-ligante-Dolly atinja uma

temperatura estável e em seguida, as amostras foram submersas em um tanque de água a 40 °C

durante o tempo de condicionamento especificado (tempos testados nesse trabalho são 3 h, 6 h

e 12 h). Quando o condicionamento é concluído, as amostras são retiradas da água e mantidas

a temperatura ambiente durante 1 h antes do ensaio.

Conforme previamente indicado na Figura 19 (a) e (b), o dispositivo usado no

ensaio ABS compreende um equipamento portátil, pneumático, com mangueira de pressão,

êmbolo, placa de reação, e ponta de arrancamento de metal. Para iniciar o ensaio, o êmbolo é

conectado a ponta de arrancamento metálica e a placa de reação é parafusada no mesmo. Em

seguida, uma mangueira de pressão é utilizada para introduzir ar comprimido para o êmbolo.

Durante o ensaio, uma força de tração é aplicada sobre a interface estudada através da ponta de

metal. A falha ocorre quando a tensão aplicada excede a força coesiva do ligante ou a resistência

de ligação agregado-ligante, i.e., adesão. A pressão máxima exercida no dolly, denominada

Pull-off Tensile Strength (POTS) é calculada pela Equação (35) (Bringel et al., 2011).

𝑃𝑂𝑇𝑆 =(𝐵𝑃 ∙ 𝐴𝑔) − 𝐶∗

𝐴𝑝𝑠 (35)

Em que 𝐴𝑔: área de contato entre o anel de vedação e o lugar de reação do disco [mm2];

𝐵𝑃: pressão de ruptura [MPa];

𝐴𝑝𝑠: área do pino tracionado [mm2];

𝐶∗: constante do pistão;

Dolly

CAP Molde de silicone

Agregado

150 ºC por 30 min 60 ºC por 30 min

150 ºC por 30 min

150 ºC por 30 min TAMBIENTE

de 15 a 30 min

10 s

76

O equipamento utilizado [Figura 47] difere do mostrado na Figura 19, pois seu

funcionamento é hidráulico, enquanto o outro tem funcionamento pneumático. A taxa de

carregamento aplicada foi de 0,2 MPa/s e a 𝑃𝑂𝑇𝑆 reportada nesse equipamento já traduz o valor

final de força necessária para arrancar o ligante do agregado mineral, não se fazendo, portanto,

necessário utilizar a Equação (35).

Figura 47 – Equipamento usado no ensaio de arrancamento


Aguiar-Moya (2015) cita que na literatura diversos autores utilizam a Relação de

POTS (𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆), determinada pela Equação (36), que não deve ser menor que 70%.

𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 =𝑃𝑂𝑇𝑆Ú𝑀𝐼𝐷𝑂

𝑃𝑂𝑇𝑆𝑆𝐸𝐶𝑂∙ 100 (36)

Em que: 𝑃𝑂𝑇𝑆𝑆𝐸𝐶𝑂: POTS em amostras não condicionadas a umidade [MPa];

𝑃𝑂𝑇𝑆Ú𝑀𝐼𝐷𝑂: POTS em amostras condicionadas a umidade [MPa].

3.13 Aggregate Image Measurement System (AIMS)

Segundo Bessa (2012), o AIMS é um equipamento desenvolvido para analisar as

propriedades de forma, de angularidade e de textura de agregados graúdos; e de angularidade e

de forma de agregados miúdos. Al Rousan (2004), após uma análise estatística de diferentes

tipos de agregados graúdos e miúdos, definiu valores limites para as propriedades físicas

analisadas no AIMS. Como nesse trabalho só foram utilizados os valores de angularidade e

textura, a Tabela 9 contém os limites para essas duas propriedades.

Dolly

Alça do

atuador

Atuador

Acoplador

rápido

Display

Portas de

saída de dados Teclado

Agregado

77

Tabela 9 – Valores limites para cada tipo de propriedade física Propriedade analisada Classificação e valores limite

Angularidade Arredondado

< 2100

Subarredondado

2100 – 4000

Subangular

4000 – 5400

Angular

> 5400

Textura superficial Polido

< 165

Macio

165 – 275

Baixa

rugosidade

275-350

Rugosidade

moderada

350 – 460

Alta

rugosidade

>460

Fonte: Al Rousan (2004).

Para este trabalho, os agregados foram previamente numerados e depois

fotografados para permitir sua identificação após o ensaio de adesividade [Figura 48 (b)]. Os

agregados foram então posicionados levemente afastados na bandeja de 12,5 mm [Figura 48

(a)] e as portas do equipamento foram fechadas. O ensaio inicia-se quando a bandeja com os

agregados começa a girar dentro do equipamento, e a imagem das partículas são capturadas.

Bessa (2012), menciona que a bandeja gira novamente para que a altura dos agregados seja

medida, obtendo-se, assim, todas as dimensões, incluindo a profundidade. Uma terceira

digitalização é feita para que os níveis de textura sejam obtidos. AIMS e as informações de

angularidade e textura são obtidas. Para informações mais detalhadas a respeito do

funcionamento do AIMS indica-se os trabalhos de Al Rousan (2004) e de Bessa (2012).

Figura 48 – Análise de angularidade e textura

(a) AIMS (b) Amostra de agregados


3.14 Modulo Dinâmico por Compressão Axial – AASHTO T 342 (2011)

Para determinar o modulo dinâmico das misturas asfálticas investigadas, seguiu-se

o procedimento descrito na norma AASHTO T 342 (2011). As planilhas utilizadas na

construção das curvas mestras foram desenvolvidas por Babadopulos (2014), enquanto que as

planilhas utilizadas na modelagem 2S2P1D foram desenvolvidas na École Nationale des

Travaux Publics de l’État (ENTPE) (Babadopulos, 2018).

78

3.14.1 Preparação das Amostras

Neste protocolo, os CPs são fabricados por compactação giratória e possuem

geometria cilíndrica. Sua altura é de 150 ± 2,5 mm e seu diâmetro é 102 ± 2 mm. Para a

preparação das amostras para o ensaio, o CP é dividido em 3 porções, (i) terço superior (que

corresponde a 1/4 da altura do CP), (ii) terço médio (que corresponde a 50% da altura do CP) e

(iii) terço inferior (que corresponde a 1/4 da altura do CP) [Figura 49 (a)]. Três targets [Figura

49 (b)] são colados, com auxílio de ar comprimido, no limite entre o terço superior e o terço

médio e outros três targets são colados no limite entre o terço inferior e o terço médio [Figura

49 (a)]. Esses targets são colados alinhados verticalmente de 2 em 2 [Figura 49 (c)] a 120º

[Figura 49 (d)] entre si, para que as deformações medidas no ensaio sejam as mais próximas às

deformações ocorridas no CP. Para que os targets tenham a melhor ancoragem possível o CP

foi previamente raspado manualmente no local da colagem.

Figura 49 – Preparação do CP para o ensaio de módulo dinâmico


Em cada um dos targets é conectado um dispositivo de alumínio que serve como

suporte para os sensores que medem as deformações do CP. Esses sensores são denominados

Linear Variable Differential Transformes – LVDT [Figura 50 (a)]. Utilizou-se uma liga de

borracha para manter os LVDTs na posição correta, pois a 37,8 e 54,4 ºC a pressão dos LVDTs

120º 120º

(a) Vista frontal

(c) Vista lateral

(d) Vista superior

Targets

Acionamento do ar comprimido

Terço superior

Terço médio

Terço inferior

Alinhamento

vertical

(b) Vista frontal

79

nos dispositivos de alumínio pode contribuir para o desprendimento dos targets colados no CP,

impossibilitando a realização do ensaio nessas temperaturas. Os CPs foram ensaiados no

equipamento Universal Testing Machine – UTM-25, do LMP/UFC [Figura 50 (b)].

Figura 50 – Montagem do ensaio de módulo dinâmico

(a) (b)


3.14.2 Realização do ensaio

Cada CP é submetido a 30 combinações de temperatura e frequência, com

carregamento semi-senoidal (haversine) na direção axial, começando com a temperatura mais

baixa até a mais alta (-10; 4,4; 21,1; 37,8; e 54 ºC), com variação máxima permitida de

± 0,3 ºC. A cada temperatura, a frequência de carregamento inicia-se da mais alta para a mais

baixa (25; 10; 5; 1; 0,5; e 0,1 Hz).

O tempo de equilíbrio das temperaturas do ensaio e o número de ciclos a cada

frequência de carregamento que foram seguidas nos ensaios deste trabalho são descritos na

norma AASHTO T 342 (2011) e encontram-se detalhados na Tabela 10.

Tabela 10 – Recomendações para realização do ensaio

Temperaturas [ºC] Tempo de equilíbrio desde [h], a 25 ºC Frequência [Hz] Nº de ciclos

TENSAIO TAMBIENTE TANTERIOR 25 200

-10 Durante a noite Durante a noite 10 200

4,4 Durante a noite Durante a noite ou 4 5 100

21,1 1 3 1 20

37,8 2 2 0,5 15

54,4 3 1 0,1 15

Legenda: TENSAIO = temperatura do ensaio; TAMBIENTE = temperatura ambiente; TANTERIOR = temperatura anterior;

A norma AASHTO T 342 (2011) preconiza que no ensaio seja aplicado um

carregamento que corresponda a uma deformação de 50 a 150 microstrain (με), para garantir

que o ensaio seja realizado na zona viscoelástica linear do material. Diferentes autores também

Suporte

LVDT Liga de

borracha Target

80

reportam variações nos limites de viscoelasticidade linear: 200-300με de -20 a -10 ºC (Mehta e

Christensen, 2000); 70με (Carpenter et al., 2003); 100με (Airey, 2003); 50-100με (AAPT,

2013). Neste trabalho decidiu-se utilizar amplitudes de deformações máximas de 70με. Para a

escolha dos níveis de tensão necessários para atingir 70με é realizada uma etapa prévia

denominada fingerprint, em que 1 CP de cada mistura é submetido às mesmas condições do

ensaio propriamente dito. Nesta etapa as tensões aplicadas correspondem a 50% de uma mistura

conhecida e já ensaiada no LMP. Após o final do fingerprint os resultados são tratados em uma

planilha desenvolvida no LMP e as tensões máximas necessárias para atingir meias amplitudes

de deformações de, aproximadamente, 34,5με são determinadas. Essa etapa só se faz necessária

no primeiro CP ensaiado de cada mistura e a cada nova temperatura. Cada uma das 30

combinações de temperatura e frequência de cada mistura tem uma tensão máxima aplicada,

determinada no fingerprint, e uma tensão mínima aplicada que corresponderá a 5% da tensão

máxima (para manter sempre uma pressão de contato). Os valores de tensões máximas aplicadas

para cada mistura estão na Tabela 11.

Tabela 11 – Tensões máximas aplicadas no ensaio de módulo dinâmico

Condições de ensaio Tensões máximas aplicadas em cada mistura ensaiada [kPa]

TENSAIO [ºC] Frequência [Hz] M1-P M1-M M2-P M2-M

-10

25 2267 2294 2282 2313

10 2173 2172 2267 2201

5 2125 2136 2230 2159

1 2015 2028 2106 2017

0,5 1957 1994 2040 1925

0,1 1817 1881 1868 1735

4,4

25 1882 2000 1826 1719

10 1687 1831 1664 1563

5 1579 1729 1557 1469

1 1359 1491 1278 1222

0,5 1244 1371 1164 1104

0,1 991 1124 907 866

21,1

25 1087 1172 938 817

10 865 971 767 648

5 734 829 646 540

1 453 567 398 313

0,5 353 459 304 233

0,1 184 264 164 108

37,8

25 288 321 307 267

10 164 188 182 156

5 118 127 144 110

1 41 45 46 36

0,5 27 29 30 27

0,1 15 15 16 13

54,4

25 108 100 99 79

10 61 50 48 40

5 40 35 31 33

1 17 14 16 9

0,5 12 8 7 7

0,1 2 5 3 1

81

3.14.3 Curvas Mestras

Para determinar o fator de deslocamento (𝑎𝑇) utilizou-se a equação de Arrhenius e

a equação de Williams-Landel-Ferry – WLF, conforme Equações (7) e (8). Os fatores de

trasladação das curvas isotermas, para a temperatura de referência de 21,1 °C, bem como as

constantes e a soma dos quadrados dos desvios de cada mistura constam na Tabela 12.

Tabela 12 – Fatores e comparação de erro de WLF com Arrhenius M1-P M1-M M2-P M2-M

WLF

C1 22,59 21,39 22,37 23,12

C2 161,34 161,67 158,05 161,09

SQD 3,95E-5 2,61E-5 3,68E-5 5,08E-3

Arrhenius C 12136,00 11708,78 11889,16 11548,27

SQD 0,319 0,181 0,477 0,447

Legenda: SQD = soma do quadrado dos desvios.

Analisando a Tabela 12 e a Figura 51 é possível notar que a equação WLF tem um

melhor ajuste aos dados experimentais se comparada a equação de Arrhenius. As maiores

influências na soma dos desvios quadrados ocorreram nas temperaturas de 54,4 ºC seguidas

pela temperatura de -10 ºC, sempre na equação de Arrenhius.

A tendência de dispersão dos resultados da equação de Arrhenius perante os

resultados experimentais nas temperaturas extremas do ensaio foi reportada por Babadopulos

(2014) e descrita por esse autor como fatores geradores de ondulações nas curvas mestras de

módulo dinâmico. Cheung (1995) também relata que caso a diferença entre a temperatura a ser

deslocada e a temperatura de referência seja maior que 20 °C a equação de WLF torna-se mais

indicada do que a de Arrenhius. Por tudo isso decidiu-se ajustar a lei de evolução dos

coeficientes de trasladação pela equação WLF. As constantes C de Arrenhius e C1 e C2 de WLF

foram determinadas com auxílio da ferramenta solver do Excel com precisão de restrição de

10-6 e 100 iterações e são mostradas na Figura 51.

82

Figura 51 – Diferença nos fatores de deslocamento (WLF e Arrhenius)

3.15 Fadiga a Tração/Compressão (Deslocamento controlado no atuador)

Para a caracterização da fadiga das misturas asfálticas seguiu-se os procedimentos

da proposição de norma norte-americana AASHTO TP 107 (2014) (Determining the Damage

Characteristic Curve of Asphalt Concrete from Direct Tension Cyclic Fatigue Tests).

3.15.1 Temperatura

A temperatura de ensaio pode ser determinada com base no Grau de Desempenho

(PG) do ligante. A temperatura é determinada como a média das temperaturas máxima e

mínima, menos três graus e não deve exceder 21 °C. Por exemplo, para um ligante com PG de

temperatura máxima de 64 °C e de temperatura mínima de -22 °C, o cálculo seria {[+(64 +(-

22))/2]-3}=18 °C.

A temperatura é monitorada no interior e na superfície de um CP instrumentado

localizado ao lado do CP ensaiado. Essas duas temperaturas devem atingir a temperatura de

ensaio especificada ± 0,5 °C monitorando-se os dois termopares na amostra instrumentada.

Quando as temperaturas são igualadas, essas duas medidas não devem diferir em mais de

± 1 °C. Se essas duas medidas diferirem mais do que este valor e se tiver a certeza de que o

equilíbrio térmico foi alcançado deve-se registrar a temperatura interna da amostra e continuar

ensaio, mas o termopar deve ser recalibrado ou substituído após o ensaio. Como não foi possível

realizar os procedimentos para determinação do PG do ligante utilizado e diversos trabalhos

indicam que o CAP utilizado no Ceará, varia de PG 64-22 (Babadopulos, 2014), PG 70-XX

(Freire, 2015 e Bastos, 2016) decidiu-se utilizar a temperatura de ensaio de 19 ºC.

-5,0

-4,0

-3,0

-2,0

-1,0

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

250 260 270 280 290 300 310 320 330

log a

T

Temperatura [k]

Experimental - M1-PExperimental - M1-MExperimental - M2-PExperimental - M2-MWLF - M1-PWLF - M1-MWLF - M2-PWLF - M2-MArrhenius - M1-PArrhenius - M1-MArrhenius - M2-PArrhenius - M2-M

83

3.15.2 Preparação das Amostras

A fabricação e o preparo dos CPs para a realização deste ensaio seguem os mesmos

procedimentos descritos no item 3.14.1. Após colagem dos targets, os CPs são levados a um

dispositivo que auxilia a colagem das placas de topo e de fundo. Ambas as placas são coladas

ao CP para permitirem a fixação do mesmo na mesa da prensa hidráulica e no atuador da UTM,

permitindo a aplicação de tração no CP. A cola usada tem resistência de 40 MPa e o processo

de colagem leva aproximadamente 24 h.

O procedimento de colagem é realizado em um gabarito de montagem que é

utilizado para alinhar o CP com as placas de topo e de fundo [Figura 52 (a)]. Ressalta-se que

esse processo deve ser realizado com o melhor nivelamento possível do dispositivo, para que o

conjunto CP/placas se mantenha alinhado em um único eixo vertical. Se alguma das placas se

movimentar e ficar levemente deslocada do eixo do CP, o conjunto não conseguirá ser

conectado à prensa e o CP será perdido. Após a secagem, o conjunto CP/placas é levado a UTM

e sua parte inferior é rosqueada à mesa da prensa até seu limite. Como o ensaio é realizado a

tração e compressão, e a amplitude de deslocamento do atuador varia entre -25 mm e +25 mm,

o atuador é ajustado até a posição mais próxima de 0 mm. Após esse ajuste, a mesa da prensa é

elevada até que a placa de topo se aproxime o mais próximo possível da conexão rosqueada do

atuador e essas duas partes são rosqueadas [Figura 52 (b)]. Todas as conexões do conjunto

precisam ser solidarizadas (sem folgas), por isso são apertadas até o limite para evitar folgas no

conjunto o que poderia interferir no ensaio. Deve-se aplicar aproximadamente 0,09 kN de carga

de compressão no atuador para retirar as folgas, e após a solidarização, deve-se reduzir para 0

kN ± 0,01 kN.

Figura 52 – Preparação e montagem para o ensaio de fadiga a tração/compressão

(a) Colagem das placas (b) Solidarização do conjunto CP/placas/UTM


Placa de topo

Placa de fundo

CP Cola 40 MPa

Atuador

Conexão do atuador com a placa de topo

Conexão da mesa com a placa de fundo

LVDT

84

Para garantir que o ensaio seja realizado com todo o conjunto solidarizado, faz-se

necessário um teste de sinal. Nesse teste são aplicados 15 ciclos de carregamento a 10 Hz de

frequência e baixa amplitude de deslocamento (-0,1 e +0,1 mm medido no atuador), para

analisar se o sinal das deformações está seguindo uma função senoidal. Havendo folgas na

montagem a função apresentará desvios em sua forma, principalmente em suas extremidades

[Figura 53 (a)]. Nesse caso, duas alternativas são propostas: (i) desmontar todo o conjunto e

remontar novamente apertando mais firmemente possível todas as conexões e proceder um

novo teste de sinal para analisar a forma da função senoidal, e/ou (ii) modificar os valores dos

controladores Proporcional-Integral-Derivativo (PID) e realizar um novo teste para verificar o

sinal [Figura 53 (b)]. Resumidamente, quanto o sinal da carga apresenta um desvio, o

controlador Proporcional corrige a carga aplicada proporcionalmente ao desvio, porém o ganho

poderá ser maior que o necessário, então o controlador Integral reduz a carga aplicada de forma

mais suave. Por sua vez, o controlador Derivativo age diminuindo a oscilação em torno do

Setpoint (carga ideal para ser aplicada no ensaio).

Figura 53 – Ajuste de sinal e/ou PID para melhoria do sinal

(a) Sinal antes do ajuste (b) Sinal após ajuste


O resultado do teste de sinal também é utilizado para estimar qual deve ser o

deslocamento aplicado no atuador para que o CP atinja a amplitude de deformação desejada no

ensaio de fadiga e de fingerprint. Após a realização desse teste, é realizado um fingerprint

(módulo dinâmico a tração/compressão) do CP, que será utilizado no cálculo da DMR.

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

0,82

0,83

0,84

0,85

0,86

0,87

0,88

0,89

0,90

0,4 0,45 0,5 0,55 0,6

Defo

rmaão [μ

ε]

Des

loc.

Atu

ad

or

[mm

]

Tempo [s]Desloc. Atuador [mm] (Xi-Xo)/L

-5

0

5

10

15

20

25

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

0,4 0,45 0,5 0,55 0,6

Defo

rmaçã

o [μ

ε]

Des

loc.

Atu

ad

or

[mm

]

Tempo [s]Desloc. Atuador [mm] (Xi-Xo)/L

0,90

0,89

0,88

0,87

0,86

0,85

0,84

0,83

85

3.15.3 Fingerprint (Módulo dinâmico a tração/compressão)

Deve-se realizar um teste de amplitude para o fingerprint de forma que o CP atinja

amplitude de deformações de 50 a 75με. A frequência deve ser 10 Hz e o tempo de ensaio deve

ser 5 s, totalizando 50 ciclos. Todavia decidiu-se realizar o ensaio em todas as frequências

descritas na norma AASTHO T 342 (2011). Se a tensão aplicada ocasionar amplitudes de

deformação no CP superiores a 150με a amostra deve ser descartada. Esse procedimento dever

ser realizado com um intervalo de 5 min entre o teste de amplitude e o fingerprint. As

deformações são calculadas usando a Equação (37).

휀𝑎𝑐𝑡 =𝛿𝑎𝑐𝑡

𝐿

(37)

Em que: 휀𝑎𝑐𝑡: amplitude de deformação calculada a partir do deslocamento do atuador;

𝛿𝑎𝑐𝑡: amplitude de deslocamento do atuador;

𝐿: altura do CP [mm];

O CP deve ser deixado a descansar por um período de 20 a 45 minutos entre o

ensaio de módulo dinâmico e o ensaio de fadiga, para que o histórico de carregamento volte à

sua condição inicial.

3.15.4 Realização do Ensaio de Fadiga a Tração/Compressão

O ensaio de fadiga é realizado com carregamento senoidal de 10 Hz de frequência,

com amplitude constante no deslocamento do atuador. Diferentes ensaios são realizados, com

diferentes amplitudes de deformação. O primeiro teste deve ter uma amplitude de deformação

no CP de 300με (휀𝑂𝑆 1 ). A carga e o deslocamento devem ser registrados a cada 1000 ms

(milissegundos). O teste é interrompido quando as microtrincas se propagarem de tal forma que

seja visível a formação de macrotrincas, que podem ser vistas na superfície da amostra enquanto

o ensaio é realizado. O ensaio dos outros dois CPs é repetido seguindo o mesmo procedimento,

contudo as amplitudes de deformações são modificadas, conforme Tabela 13.

Tabela 13 – Condições para determinar as amplitudes de deformação

Caso CP 2 CP 3

휀𝑂𝑆 2 휀𝑂𝑆 3

500<𝑁𝑓1<1,000 휀𝑂𝑆 1 -100 휀𝑂𝑆 1 -150

1,000<𝑁𝑓1<5,000 휀𝑂𝑆 1 -50 휀𝑂𝑆 1 -100

5,000<𝑁𝑓1<20,000 휀𝑂𝑆 1 +50 휀𝑂𝑆 1 -50

20,000<𝑁𝑓1<100,000 휀𝑂𝑆 1 +100 휀𝑂𝑆 1 +50

100,000<𝑁𝑓1 휀𝑂𝑆 1 150 휀𝑂𝑆 1 +100

86

Se o número resultante de ciclos até a falha do primeiro teste (𝑁𝑓1) for inferior a

500, o primeiro teste deve ser descartado e refeito com a amplitude de deformação no CP de

250με. Para obter um espectro mais amplo das amplitudes de deformações do que as contidas

na norma decidiu-se trabalhar com 3 amplitudes de deformação: 200με, 300με e 400με.

3.15.5 Peculiaridades e Dificuldades na Realização do Ensaio

Como o processo de colagem de 1 CP leva 24 h e só se dispunha de 1 dispositivo

de colagem, 3 placas superiores e 3 placas inferiores, só é possível ensaiar 1 CP por dia. No

decorrer dessa campanha experimental, notou-se que 6 h após a colagem das placas no CP a

cola já apresentava uma boa resistência e o CP poderia ser retirado do dispositivo e ficar

repousando por mais 18 h, para que outro CP pudesse ser colado. Isso possibilitou que em um

dia, por volta das 9:00 da manhã, 1 CP fosse colado e retirado do dispositivo às 15:00 da tarde

e outro CP fosse colado no mesmo dia às 15:00.

No dia subsequente, o CP colado às 15:00 é retirado as 8:00 da manhã e o terceiro

CP é colado. Por volta das 9:00 da manhã, o primeiro CP colado é ensaiado e às 15:00 o segundo

CP é ensaiado. No terceiro dia, o terceiro CP é ensaiado as 9:00 da manhã. Assim, todos os CPs

ensaiados tenham período de colagem de 24 h e consegue-se ensaiar 3 CPs a cada 2 dias.

Para que o ensaio seja considerado válido, é necessário que após 𝑁𝑓1 (ciclos) o CP

tenha ruptura em seu terço médio (de 37,50 a 112,50 mm), conforme Figura 54 (a). Para CPs

de 150 mm de altura, e considerando que os mesmos são homogeneos, a probabilidade de o CP

romper no terço médio é de 50%. Quando o CP tem ruptura na cola (entre a placa e a face do

CP) [Figura 54 (b)] ou fora de seu terço médio [Figura 54 (c)] o resultado deve ser descartado.

Figura 54 – Ruptura do CP

(a) (b) (c)


Ruptura no

terço médio

Ruptura

na cola Ruptura na

terço superior

87

Inicialmente, foram perdidos 7 CPs na realização desse ensaio, por diferentes

motivos: 2 CPs com ruptura na cola, 2 CPs com ruptura no terço inferior, 3 CPs com ruptura

no terço superior. Com isso, 60% dos CPs ensaiados foram perdidos por problemas de ruptura

propriamente dita. Decidiu-se investigar as causas dessas rupturas indesejadas e chegou-se à

conclusão que dois procedimentos são fundamentais para minimizar essas rupturas indesejadas:

(i) o ajuste dos controladores PID e (ii) a serragem dos CPs.

Notou-se que ao utilizar um ajuste de P=6500, I=15 e D=1200 (para a UTM-25) o

tempo de resposta de correção dos controladores produzia deslocamentos maiores no atuador

se comparados a P=4000, I=10, D=1000, produzindo rupturas fora da região desejada.

Os CPs com altura de 150 mm também produziram essas rupturas indesejadas. Uma

das causas pode ser atribuída ao processo de compactação que pode ocasionar maior volume de

vazios nas extremidades do CP (Babadopulos, 2014). Notou-se também que os CPs produzidos,

em sua maioria, sempre apresentam em uma de suas faces mais agregados graúdos e em outra

face mais finos, tornando a face com mais graúdos mais suscetível à ruptura nesse local.

Por tudo isso já citado, decidiu-se trabalhar com controladores PID fixos para todos

os CPs ensaiados (P=4000, I=10, D=1000), utilizando-se o teste de sinal apenas para estimar o

deslocamento do atuador necessário para atingir a amplitude de deformação no CP desejada.

As faces dos CPs também foram serradas até que estes atingissem uma altura de 130 mm e isso

produziu melhorias no processo de colagem. Após essas modificações, todos os CPs ensaiados

tiveram sua ruptura no local desejado (terço médio).

Quando ocorre a ruptura do CP, o carregamento imposto pelo atuador tem seu sinal

modificado na tela do computador [Figura 55], o que indica que as macrotrincas podem ser

observadas no CP, nesse instante o local de ruptura é riscado com giz e uma imagem de sua

ruptura é tomada. Esse procedimento deve ser realizado com o ensaio ainda em andamento,

pois após cessado o carregamento o mesmo tende a retornar a seu estado original e a ruptura

não pode mais ser visualizada.

Figura 55 – Análise visual da ruptura na tela do ensaio


Possível

Ruptura do CP

88

3.15.6 Tratamento dos Dados

Os dados obtidos do ensaio de fadiga a tração/compressão foram tratados com

auxílio de um código Matlab desenvolvido no LMP. Três entradas são necessárias para o

tratamento dos dados: (i) módulo dinâmico a tração/compressão de cada CP ensaiado na

temperatura e frequência do ensaio, (ii) série de Prony da mistura e (iii) planilhas de dados

brutos obtidas no ensaio de fadiga. Na primeira parte ocorre o processamento dos sinais e

através da análise do ângulo de fase no decorrer do ensaio é possível determinar 𝑁𝑓, conforme

apresentado na Figura 56.

Figura 56 – Determinação de 𝑁𝑓 em função do ângulo de fase (LVDT)


Após obter os resultados do processamento do sinal, são executados os cálculos de

dano com a finalidade de determinar a evolução da integridade do material e da acumulação de

dano em função do tempo, conforme mostra a Figura 57 (a) e (b), respectivamente. A sigla AID

representa a amplitude inicial de deformação do CP durante o ensaio, como no início do ensaio

o CP não tem histórico de carregamento, ele recebe a carga e responde se deformando em

regime transiente, só após um tempo de solicitação o CP entra no regime permanente. Devido

à dificuldade de estabelecer o exato momento de mudança de regime frente a solicitação,

decidiu-se, como hipótese simplificadora, escolher sempre a segunda planilha de dados gerada

no ensaio de fadiga, que representa o intervalo de 32 s a 64 s de ensaio (contendo 32000

medições de deformação), sendo considerado que de 0 s a 32 s o CP está no regime transiente.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 1000 2000 3000 4000

Φ[º

]

N𝑵𝒇

89

Figura 57 – Integridade e dano em função do tempo

(a) (b)


A curva característica de dano (𝐶 𝑣𝑠 𝑆) é obtida nessa etapa do processamento.

Todos os dados processados são exportados para planilhas com extensão .XLS, para posterior

análise.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,0E+00 1,0E+02 2,0E+02

Inte

gri

dad

e -

C

Tempo reduzido [s]

CP01: AID = 289 µε

CP02: AID = 166 µε

CP04: AID = 374 µε

0,0E+00

5,0E+04

1,0E+05

1,5E+05

2,0E+05

0,0E+00 1,0E+02 2,0E+02

Dan

o a

cum

ula

do -

S

Tempo reduzido [s]

CP01: AID = 289 µε

CP02: AID = 166 µε

CP04: AID = 374 µε

90

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES


Neste capítulo são apresentados os resultados das dosagens, dos ensaios de

adesividade e suas respectivas análises por PDI de área recoberta por ligante, do dano por

umidade induzida, do módulo dinâmico e da fadiga a tração/compressão das misturas

analisadas. São discutidas as possíveis relações entre as propriedades físico-químicas dos

agregados e os resultados desses ensaios, bem como as relações desses ensaios entre si.

4.2 Dosagem das Misturas Asfálticas

Após os procedimentos descritos no item 3.8 foi possível obter os resultados das

dosagens das misturas asfálticas. Por meio da 𝐺𝑚𝑏 e da 𝐺𝑚𝑚 foi possível determinar o 𝑉𝑣 das

misturas asfálticas dosadas, conforme Tabela 14.

Tabela 14 – Resultados médios dos parâmetros volumétricos das dosagens Origem Misturas % 𝐶𝐴𝑃 Nº de giros 𝐺𝑚𝑏 𝐺𝑚𝑚 𝑉𝑣 [%]

Agregado 1

M1-P 5,0 100 2,253 2,341 3,73

M1-R 5,0 100 2,186 2,281 4,14

M1-M 5,0 70 2,214 2,302 3,80

Agregado 2 M2-P 5,0 70 2,401 2,492 3,66

M2-M 5,0 50 2,385 2,481 3,76

4.3 Adesividade ao Ligante Asfáltico: Agregado Graúdo - ABNT 12583 (2017)

Foram testados os teores de 0,1%, 0,15% e 0,2% de AMO em relação à massa de

ligante asfáltico. O teor que resultou em uma adesividade satisfatória foi 0,2%, e este foi então

o teor de AMO escolhido para as misturas M1-M e M2-M. A Figura 58 mostra o resultado da

adesividade ao agregado graúdo em diferentes combinações de agregados e ligantes asfálticos.

A análise qualitativa indica que somente as misturas M1-M e M2-M, respectivamente, Figura

58 (c) e (e), atingiram uma adesividade satisfatória, enquanto as demais misturas tiveram

adesividade insatisfatória.

91

Figura 58 – Resultado qualitativo do ensaio de adesividade

(a) M1-P (b) M1-R (c) M1-M

(d) M2-P (e) M2-M

4.3.1 Percentual de Área de Agregado Recoberto pelo Ligante por PDI

A Figura 59 apresenta o processamento e a análise da imagem. A Figura 59 (a)

mostra a imagem original retirada após o ensaio de adesividade da mistura M1-P. A imagem

foi então binarizada, conforme mostrado na Figura 59 (b). Posteriormente, aplicou-se uma

limiarização e o ligante foi separado do restante da imagem, conforme mostrado na Figura 59

(c). Como os pixels pretos correspondem ao fundo da imagem, foi necessário inverter a imagem,

como visto na Figura 59 (d), pois o software só reconhece os pixels brancos da imagem. Dessa

forma, foi possível determinar o número de pixels do ligante. O mesmo procedimento foi

realizado modificando-se o limiar (cf. Seção 3.10) e foi possível determinar o número de pixels

do agregado, conforme mostrado na Figura 59 (e).

92

Figura 59 – Processamento digital da imagem da mistura M1-P

As Figuras 60 (a), (b) e (c) mostra o processamento digital da imagem referente à

mistura M2-R, enquanto que as Figuras (d), (e) e (f) se refere à mistura M2-P.

Figura 60 – Processamento da imagem das misturas M1-R e M2-P

Os 𝐴𝑃𝐷𝐼 das misturas analisadas estão dispostos na Tabela 15. Em relação as

misturas M1-M e M2-M não foi necessário realizar o processamento digital das imagens, pois

o recobrimento foi total (satisfatório de acordo com a ABNT 12583), ou seja, 100%.

(a) (b) (c)

(d) (e)

(a) (b) (c)

(d) (e) (f)

93

Tabela 15 – Percentuais de áreas em PDI Agregado Misturas Limiar 𝑃𝐿

𝑃𝐴 𝐴𝑃𝐷𝐼 [%]

Agregado 1

M1-P 0,200 | 0,785 137650 274130 50,21

M1-R 0,200 | 0,645 215060 309540 69,48

M1-M – – – 100

Agregado 2 M2-P 0,150 | 0,465 153150 253790 60,35

M2-M – – – 100

4.3.2 Influência da Angularidade e da Textura na Adesividade

A Figura 61 (a) mostra os 500 g do agregado 1 (M1-P) utilizados na análise da

angularidade e da textura no AIMS. Após o ensaio de adesividade, os agregados foram

identificados por inspeção visual, sendo que nem todos puderam ser identificados (marcados

em vermelho), pois após o recobrimento alguns não apresentavam suficientemente semelhança

visual com a imagem pré-AIMS. Na Figura 61 (b), encontram-se os agregados que se pôde

identificar após o ensaio de adesividade. Nas Figuras 61 (c) e (d) são mostradas as imagens

processadas dos pixels do ligante e dos pixels dos agregados.

Figura 61 – Agregado 1 antes e após o PDI

Para efeito de comparação, determinou-se o percentual de área de agregado

recoberto pelo ligante da mistura M1-P, conforme apresentado na Tabela 16. O valor obtido de

(a) Agregados OCS Pré-análise AIMS (b) Agregados Pós NBR 12583

(c) Pixels do ligante (d) Pixels dos agregados

94

50,42% é próximo ao valor encontrado em um ensaio realizado anteriormente com os mesmos

agregados e ligante [Tabela 15], de 50,21%. Destaque-se que este nível de precisão de duas

casas decimais é desnecessário na prática para o ensaio em questão, mas foi usado aqui para

melhor apreciação dos resultados.

Tabela 16 – Percentual de área de agregado recoberto pelo ligante em PDI da mistura M1-P Agregado Misturas Limiar 𝑃𝐿

𝑃𝐴 APDI [%]

Agregado 1 M1-P 0,100 | 0,625 41158 81625 50,42

Após a análise da angularidade, da textura e da adesividade de cada agregado, foi

possível buscar uma correlação as duas primeiras propriedades físicas com a adesividade. A

Figura 62 (a) mostra a relação da angularidade de cada agregado com sua respectiva APDI. Já

na Figura 62 (b) a angularidade foi dividida em faixas predefinidas por Al-Roussain (2004), e

a correlação dos agregados de cada faixa foi analisada com relação à APDI correspondente. As

Figuras 62 (c) e (d) seguiram o mesmo procedimento, sendo que desta vez a relação se dá entre

textura e APDI. Não se encontrou uma tendência de comportamento de APDI em função da

angularidade e da textura, sendo que no primeiro caso obteve-se um R2 de 4%, enquanto que

no segundo caso obteve-se um R2 de 5%.

Figura 62 – Correlação angularidade e textura com a adesividade do agregado 1

(a) (b)

(c) (d)

y = 0,004x + 35,38

R² = 0,04

0

20

40

60

80

100

120

0 1000 2000 3000 4000 5000

AP

DI

[%]

Angularidade

y = 0,010x + 19,56

R² = 0,04

y = -2E-05x + 50,42

R² = 5E-07

y = 0,003x + 41,71

R² = 3E-04

0

20

40

60

80

100

120

0 1000 2000 3000 4000 5000

AP

DI

[%]

AngularidadeBaixa Moderada Alta

y = 0,039x + 35,13

R² = 0,05

0

20

40

60

80

100

120

0 200 400 600 800

AP

DI

[%]

Textura

y = 0,061x + 28,23

R² = 0,09

y = 0,028x + 33,21

R² = 5E-03

0

20

40

60

80

100

120

0 200 400 600 800

AP

DI

[%]

TexturaModerada Alta

95

A máxima variação de APDI em relação a uma mesma angularidade ocorreu próximo

a angularidade de 3950, com APDI mínima de 9,7% e APDI máxima de 66%, como visto na Figura

62 (a). A textura próxima a 350 teve um de uma variação de APDI de 9,7% a 73%.Tendo em

vista o exposto, nessa mistura, o recobrimento dos agregados pelo ligante não se relacionaram

bem com as propriedades físicas dos agregados.

A Figura 63 (a) mostra os 500g do agregado 2 (M2-P) utilizados na análise da

angularidade e da textura no AIMS. Os agregados marcados em vermelho não foram

identificados após o ensaio de adesividade. Na Figura 63 (b) encontram-se os agregados que

foi possível identificar após o ensaio de adesividade. Nas Figuras 63 (c) e (d) são mostradas as

imagens processadas dos pixels do ligante e dos pixels dos agregados.

Figura 63 – Agregado 2 antes e após PDI

Comparando o APDI da Tabela 17 com o da Tabela 15 é possível notar que os

resultados são bem próximos, i.e., APDI = 60,04% e APDI = 60,35%, respectivamente.

Tabela 17 – Percentual de área de agregado recoberto pelo ligante em PDI da mistura M2-P Agregado Misturas Limiar 𝑃𝐿

𝑃𝐴 APDI [%]

Agregado 1 M1-P 0,150 | 0,465 28977 48263 60,04

(a) Agregados Pré-análise AIMS (b) Agregados Pós NBR 12583

c) Pixels do ligante (d) Pixels dos agregados

96

A Figura 64 apresenta a relação entre angularidade e textura com a adesividade do

agregado da pedreira 2. Em ambos os casos [Figuras 64 (a) e (c)] não se obteve uma forte

correlação entre as propriedades dos agregados com APDI, todavia a relação da textura com a

adesividade com um R2 de 51% foi bem mais elevada que a relação da angularidade com a

adesividade (que teve um R2 de 14%).

Figura 64 – Correlação angularidade e textura com a adesividade do agregado 2

(a) (b)

(c) (d)

Analisando a Figura 63 (c), pode-se determinar que 14 agregados tiveram um

recobrimento de 100%. Na Figura 64 (a) esses agregados têm uma variação de angularidade de

1589 a 3671. Na Figura 64 (c) a textura desses agregados varia de 550 a 1.203. Ainda em relação

a Figura 64 (a), a maior variação de APDI se encontra em uma angularidade próxima a 2550,

abrangendo de 7 a 100%. Já na Figura 64 (c) a maior variação de APDI se dá próximo a textura

de 300, abrangendo de 7 a 79%. Esses valores mostram que, no caso dos agregados e do ligante

analisados, agregados com angularidades e texturas muito distintas podem ter um recobrimento

de 100% e que angularidades e texturas iguais podem gerar variações muito grandes de APDI.

Conclui-se que as propriedades físicas analisadas não são indicadores confiáveis para se estimar

o potencial de recobrimento dos agregados pelo ligante.

y = -0,015x + 102,41

R² = 0,14

0

20

40

60

80

100

120

0 1000 2000 3000 4000 5000

AP

DI

[%]

Angularidade

y = 0,059x - 37,82

R² = 0,19

y = -0,017x + 109,27

R² = 0,10

y = 0,273x - 1086,6

R² = 0,57

0

20

40

60

80

100

120

0 1000 2000 3000 4000 5000

AP

DI

[%]

AngularidadeBaixa Moderada Alta

y = 0,054x + 34,46

R² = 0,51

0

20

40

60

80

100

120

0 500 1000 1500

AP

DI

Textura

y = 0,009x + 46,35

R² = 1,1E-03

y = -0,004x + 48,42

R² = 2E-04

y = 0,022x + 66,88

R² = 0,09

0

20

40

60

80

100

120

0 500 1000 1500

AP

DI

[%]

TexturaBaixa Moderada Alta

97

Os agregados da pedreira 2 são bastante heterogêneos, com suas tonalidades variando

de branco brilhante até o preto. Na Figura 63 (a), os agregados com um círculo azul são aqueles

que tiveram um recobrimento de 100%, e todos os 14 agregados têm tonalidade preta. Esses

agregados possuem uma variação de angularidade de 1.590 a 3.670 e uma variação de textura

de 550 a 1.200, o que permite inferir que a composição química desses agregados seja mais

predominante no resultado de APDI do que as propriedades físicas analisadas.

Pelo fato de se trabalhar com dois agregados distintos nessa pesquisa e pelo agregado

2 apresentar essa variação nas cores, decidiu-se investigar a absorção e a composição química

desses agregados (principalmente SiO2 – sílica e CaO – óxido de cálcio) reportados na literatura

como interferentes da adesividade. Para tal separou-se os agregados em quatro: (i) agregado 1,

(ii) agregado 2, (iii) agregado 2 – branco (somente agregados brancos) e (iv) agregado 2 – preto

(somente agregados pretos) e seus APDI encontram-se na Tabela 18.

Tabela 18 – APDI dos quatro agregados recobertos pelo ligante puro Mistura Agregado APDI [%]

M1-P Agregado 1 50,21

M2-P

Agregado 2 60,35

Agregado 2 - Branco 48,06

Agregado 2 - Preto 87,60

4.3.3 Influência da Absorção do Agregado na Adesividade

A Figura 65 mostra a relação entre a absorção dos agregados e a adesividade com

o ligante asfáltico puro medida pelo 𝐴𝑃𝐷𝐼. Não se notou uma forte correlação entre a absorção

e a adesividade medida pelo PDI (R2 de 56%).

Figura 65 – Relação da absorção do agregado graúdo com a adesividade

y = 56,991x + 17

R² = 0,56

0

20

40

60

80

100

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2

AP

DI[%

]

Absorção [%]Agregado 1 Agregado 2

Agregado 2 - Branco Agregado 2 - Preto

98

4.3.4 Influência da Composição de Óxidos do Agregado na Adesividade

A Figura 66 (a) apresenta a composição de óxidos dos agregados analisados,

enquanto que a Figura 66 (b) traz os percentuais de área de agregado recoberto pelo ligante.

Importante notar que o agregado 1 e o agregado 2 possuem teores de sílica (SiO2) praticamente

iguais, com 49,4 e 49,1%, isso também ocorre quando se analisa o teor de óxido de ferro

(Fe2O3), com 12,1 e 11,5%, respectivamente. Por outro lado, os mesmos agregados possuem

teores de óxido de cálcio (CaO) de 5 e 11%.

Figura 66 – Composição química e 𝐴𝑃𝐷𝐼 dos 4 agregados

(a) (b)

Analisando as Figuras 67 (a) e (b) nota-se que o óxido de manganês (MnO) e o

oxido de alumínio (Al2O3) não possuem boa correlação com o 𝐴𝑃𝐷𝐼 (R2 de 5% e 33%,

respectivamente). Nas Figuras 67 (c) e (d) as correlações entre óxido de potássio (K2O) e sílica

com o 𝐴𝑃𝐷𝐼 são boas (R2 de 77% e 79%, respectivamente). As Figuras 67 (e) e (f) mostram que

o 𝐴𝑃𝐷𝐼 tem forte correlação com o Fe2O3 e com o CaO, com R2 de 93% e 96%, respectivamente.

Alguns destes resultados vão ao encontro do que Bagampadde et al. (2005) relataram, que

agregados contendo elementos metálicos alcalinos como o potássio (K2O) apresentam

sensibilidade à umidade relativamente alta e que o Al2O3 não apresentou boas correlações com

a 𝑅𝑅𝑇 do ensaio de Dano por umidade induzida.

0

10

20

30

40

50

60

70

SiO2 CaO K2O Fe2O3 Al2O3 MnO

Com

posi

ção q

uím

ica [

%]

ÓxidoAgregado 1 Agregado 2 Agregado 2 - Branco Agregado 2 - Preto

SiO2 CaO K2O Fe2O3 Al2O3 MnO

50,2%

60,3%

48,1%

87,6%

0

20

40

60

80

100

APDI

AP

DI[%

]

Agregado 1 Agregado 2


99

Figura 67 – Relações da adesividade com os óxidos presentes nos agregados

(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

Notou-se que quanto maior o teor K2O e a SiO2 nos agregados menor será o

percentual de área de agregado recoberto pelo ligante (APDI). Em oposição, quanto maior for os

teores de Fe2O3 e CaO maiores serão os valores de APDI. Masoud e Amir (2016) usaram nano

material composto de Fe2O3 em misturas asfálticas e esse material reduziu o dano por umidade

medido pelo ensaio AASHTO T283. Outra importante conclusão desses autores que vão ao

encontro dos resultados obtidos neste trabalho é que as amostras feitas a partir de agregados de

calcário tiveram melhores resultados em relação ao dano por umidade. A forte correlação entre

o teor de CaO e o APDI pode corroborar a utilização da Cal como aditivo melhorador de

adesividade (atuando no combate ao dano por umidade).

y = -11,84x + 68,568

R² = 0,05

0

20

40

60

80

100

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2

AP

DI [%

]

MnO [%]Agregado 1 Agregado 2Agregado 2 - Branco Agregado 2 - Preto

y = -3,645x + 92,302

R² = 0,33

0

20

40

60

80

100

0 2 4 6 8 10 12 14

AP

DI [%

]

Al2O3 [%] Agregado 1 Agregado 2Agregado 2 - Branco Agregado 2 - Preto

y = -2,8713x + 88,469

R² = 0,77

0

20

40

60

80

100

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

AP

DI [%

]

K2O [%] Agregado 1 Agregado 2


y = -1,1071x + 116,12

R² = 0,79

0

20

40

60

80

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80

AP

DI [%

]

SiO2 [%] Agregado 1 Agregado 2


y = 1,544x + 38,728

R² = 0,93

0

20

40

60

80

100

0 10 20 30 40

AP

DI [%

]

Fe2O3 [%] Agregado 1 Agregado 2


y = 3,1218x + 30,684

R² = 0,96

0

20

40

60

80

100

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

AP

DI [%

]

CaO [%] Agregado 1 Agregado 2


100

4.4 Dano por Umidade Induzida – ABNT 15617 (2015)

Em relação à resistência à tração das misturas não condicionadas à umidade (𝑅𝑇𝑛𝑐),

as três misturas compactadas com os agregados da pedreira 1 tiveram 𝑅𝑇𝑠 maiores que as duas

misturas compactadas com agregados da pedreira 2, conforme indica a Figura 68. Essa

tendência pode ser explicada pelo fato de os agregados 1 serem mais cúbicos e os agregados 2

serem mais lamelares, o que na literatura [Furlan et. al (2004) e Furlan (2006)] é reportado

como sendo um fator de melhor intertravamento da mistura asfáltica.

Figura 68 – Dano por umidade induzida

A mistura M2-P teve uma 𝑅𝑅𝑇 igual a 55%, abaixo do limite desejado de 70%.

Mesmo assim esse resultado foi melhor que o obtido na mistura M1-P que foi de 𝑅𝑅𝑇 de 30%.

Essa tendência de maior resistência à umidade dos agregados da pedreira 2 em relação aos

agregados da pedreira 1 se manteve mesmo após a adição do AMO, com 𝑅𝑅𝑇 de 89% e 𝑅𝑅𝑇

de 80%, para as misturas M2-M e M1-M, respectivamente.

Os RSPs adicionados na mistura com os agregados da pedreira 1 proporcionaram

um aumento de 18% na 𝑅𝑅𝑇 quando comparados à mistura M1-P, o que pode indicar um

potencial destinação desse resíduo associado ao combate do dano por umidade de misturas

asfálticas.

4.4.1 Relação do Dano por Umidade com a Adesividade

Analisando a Figura 69 é possível notar que a 𝑅𝑇 das misturas não condicionadas

à umidade não tem correlação com APDI, i.e., R2 de 1%. Já nas misturas condicionadas à umidade

à 𝑅𝑇 se correlacionam melhor com o APDI, com R2 de 54%. Essa tendência de aumento no

0,00,20,40,60,81,01,21,41,6

M1-P M1-R M1-M M2-P M2-M

RTc [MPa] 0,33 0,69 0,98 0,36 0,56

RTnc [MPa] 1,10 1,44 1,22 0,65 0,63

RRT [%] 30 48 80 55 89

RT

[M

Pa]

101

coeficiente de determinação das misturas condicionadas à umidade em relação as misturas não

condicionadas é o esperado, pois o resultado de APDI é determinado após o condicionamento à

umidade assim como a 𝑅𝑇 das misturas condicionadas à umidade.

Figura 69 – Relação da 𝑅𝑇 com a adesividade

A 𝑅𝑅𝑇 das cinco misturas asfálticas investigadas possuem uma tendência de

crescimento com o aumento de APDI. Levando em conta uma 𝑅𝑅𝑇 mínima desejada de 70% e

um coeficiente de determinação R2 de 91%, conforme mostrado na Figura 70, é possível inferir

que, para as misturas asfálticas analisadas, aquela que proporcionar um resultado de APDI maior

que 85% estaria agindo suficientemente no combate ao dano por umidade.

Figura 70 – Relação da 𝑅𝑅𝑇 com a adesividade

4.5 Ensaio de Arrancamento – Asphalt Bond Strength (ABS)

A Figura 71 mostra os valores médios de POTS em função do tempo para as quatro

combinações testadas em condição seca, bem como a imagem de suas respectivas falhas que

y = 0,894x - 0,098

R² = 0,54

y = -0,163x + 1,132

R² = 0,01

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1

RT

[M

Pa]

APDI [%]

Condicionado Não condicionado

M1-P

M1-R

M1-M

M2-P

M2-M

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

y = 1,002x - 15,77

R² = 0,91

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1

RR

T [

%]

APDI [%]

M1-P M1-R M1-M M2-P M2-M

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

ADESIVIDADE

INSATISFATÓRIA

102

foram todas coesivas. Comparando M1-P com M2-P, nota-se que o tempo final de

arrancamento foi de 16 s para as duas amostras, com POTS respectivas de 1,16 e 1,04 MPa.

Para as condições em que o CAP foi melhorado com AMO, as misturas M1-M e M2-M tiveram

tempo de arrancamento de 14 s. Em relação a POTS, M1-M foi de 0,98 MPa e M2-M foi de

0,73 MPa. Comparando-se todas as combinações possíveis pode-se inferir que o CAP puro

(M1-P e M2-P) produziu POTS maiores se comparado ao CAP modificado com AMO (M1-M

e M2-M) e o agregado 1 (M1-P e M1-M) produziu maiores POTS em relação ao agregado 2

(M2-P e M2-M). O tempo de arrancamento mostrou ter uma tendência com a POTS, ou seja,

menores tempos de arrancamento (M2-M < M1-M < M2-P e M1-P) tiveram menores POTS

(M2-M < M1-M < M2-P < M1-P).

Figura 71 – POTS média em função do tempo (condição seca)

A Figura 72 traz os resultados individuais de POTS em função do tempo para as

três amostras de cada mistura na condição seca. Analisando-a, nota-se que as misturas com

CAP puro tiveram menos variações [Figura 72 (a) e (c)] que as misturas com AMO [Figura 72

(b) e (d)] tanto na POTS final quanto no tempo final de arrancamento. As misturas M1-P, M2-

P começam a ter variações de POTS em t de 12 s, enquanto as misturas M1-M e M2-M exibem

essa tendência de variação em t de 10 s.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

Amostras secas

M1-P M1-M M2-P M2-M

103

Figura 72 – Dispersão de POTS em função do tempo (Condição seca)

A Figura 73 mostra os valores médios de POTS em função do tempo para amostras

condiconadas a umidade por 3 h. As amostras M1-P e M1-M (agregado 1) produziram falhas

coesivas, enquanto a amostra M2-P teve falha adesiva e M2-M teve falha adesiva/coesiva. Em

ordem decrecente a POTS foi M2-M = 1,51 MPa, M1-P = 1,03 MPa, M2-P = 0,97 e M1-M =

0,963 MPa. Para o agregado 2 houve um acréscimo de 56% no valor da POTS quando

adicionou-se AMO. Outro fator importante é que no caso das misturas M2-P e M2-M, o AMO

teve a capacidade de modificar o tipo de falha [Figura 73 (b) e (c)], passando de uma falha

adesiva em M2-P para uma falha adesiva-coesiva em M2-M.

Figura 73 – POTS média em função do tempo (condição úmida – 3 h)

00,20,40,60,8

11,21,41,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M1-P

Dolly 1 Dolly 2 Dolly 3

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M1-M


00,20,40,60,8

11,21,41,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M2-P


0

0,20,4

0,60,8

1

1,21,41,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M2-M


(a) (b)

(c) (d)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

Amostras úmidas - 3 h

M1-P M1-M M2-P M2-M

104

Analisando a Figura 74, nota-se que a mistura M1-P teve maiores dispersões nos

resultados, enquanto a mistura M2-M teve valores de POTS maiores que a mistura M2-P.

Figura 74 – Dispersão de POTS em função do tempo (condição úmida – 3 h)

Os resultados apresentados na Figura 75 mostram que o AMO aumentou os valores

de POTS médias em 4% (M1-M em relação a M1-P) e 6% (M2-M em relação a M2-P). As

misturas M1-P e M1-M tiveram falhas coesivas, enquanto que em M1-P a falha em duas

amostras foi considerada adesiva e em outra amostra a falha foi considerada adesiva-coesiva.

A adição de AMO (M1-P para M2-M) teve a capacidade de modificar o tipo de falha, ficando

uma amostra com falha coesiva e outras duas com falha adesiva-coesiva.


00,20,40,60,8

11,21,41,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M1-P


00,20,40,60,8

11,21,41,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M1-M


00,20,40,60,8

11,21,41,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M2-P


00,20,40,60,8

11,21,41,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M2-M


(a) (b)

(c) (d)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]


M1-P M1-M M2-P M2-M

105

A dispersão dos resultados de POTS em função do tempo para um condicionamento

de 6 h [Figura 76] mostram que as misturas com AMO tiveram maiores variações.


O condicionamento a 12 h [Figura 77] mostrou resultados melhores para as misturas

com AMO se comprados às misturas com CAP puro. M1-M apresentou POTS média de 1,04

MPa, enquanto que M1-P teve 0,92 MPa, ou seja, um incremento de 12%. O mesmo

comportamento se manteve para a mistura M2-M (0,97 MPa) frente à mistura M2-P (0,77

MPa), aumentando em 26% o valor de POTS.


0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M1-P


0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M1-M


0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M2-P


0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M2-M


(a) (b)

(c) (d)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]


M1-P M1-M M2-P M2-M

106

Os resultados na Figura 78 mostram maiores dispersões que as demais condições

analisadas.


A Figura 79 mostra os valores de POTS das quatro misturas analisadas para

amostras secas (sem condicionamento a umidade) e para amostras úmidas (diferentes tempos

de condicionamento à umidade). Para o caso das amostras secas, o CAP puro apresentou

melhores resultados que o CAP com AMO (M1-P com M1-M) e (M2-P com M2-M), conforme

Figura 79 (a). Essa tendência também se evidenciou em relação ao agregado 1 em relação ao

agregado 2 (M1-P com M2-P e M1-M com M2-M). O fato de o AMO ter resultado em menores

POTS na condição seca pode ser explicado devido ao fato que a adesividade é uma propriedade

fortemente afetada pela umidade e, portanto, esse aditivo tende a agir retardando o

deslocamento da película betuminosa nessa condição. Em relação as amostras condicionadas

por 3 h à umidade [Figura 79 (b)], no caso do agregado 1, o CAP puro apresentou resultado

melhor que o CAP com AMO, enquanto que para o agregado 2 o aditivo aumentou a POTS em

53%. As misturas M1-P, M2-M e M1-P tiveram valores de POTS, menores nas amostras

condicionadas à umidade por 3 h frente as amostras secas, respectivamente, em 12%, 4% e

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M1-P


0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M1-M


0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M2-P


0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

PO

TS

[MP

a]

Tempo [s]

M2-M


(a) (b)

(c) (d)

107

10%. Por outro lado, M2-M apresentou um aumento de 86% nessa mesma comparação [Figura

79 (a) e Figura 79 (b)]. As amostras com AMO condicionadas por 6 h tiveram valores maiores

de POTS em relação às amostras com CAP puro (M1-M/M1-P=3%) e (M2-M/M2-P=6%),

conforme mostrado na Figura 79 (c), sendo que todas as misturas apresentaram valores de POTS

maiores que em condição seca. Quando condicionadas a 12 h de umidade, as misturas com CAP

puro apresentaram POTS mais elevadas se comparadas ao AMO, com relações de M1-P/M1-

M de 12% e M2-P/M2-M de 26%, vide Figura 79 (d). As misturas com CAP puro (M1-P e M2-

P) apresentaram valores de POTS 25% e 37% menores, respectivamente, na condição de

umidade por 12 h se comparadas à condição seca. Essa tendência se inverte nas misturas com

AMO (M1-M e M2-M), com valores de POTS 4% e 23% maiores no condicionamento a 12 h

em relação a condição seca.

Figura 79 – Comparação de 𝑃𝑂𝑇𝑆 entre as misturas em cada condição de ensaio

(a) (b)

(c) (d)

A literatura tem reportado que algumas combinações de agregados e ligantes

modificados podem reduzir a POTS se comparados ao CAP puro (como foi o caso das amostras

secas e 1 caso de amostra condicionada a umidade por 3 h, nessa pesquisa). Aguiar-Moya

(2015) relatou que dois fatores podem estar associados a essa redução: (i) endurecimento do

CAP durante a modificação e (ii) as propriedades químicas intrínsecas do aditivo, como sua

polaridade. O mesmo autor indicou que, devido a isso, mesmo que as misturas com o polímero

SBR apresentassem alta resistência à umidade, em alguns casos seus valores de POTS eram

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

M1-P M1-M M2-P M2-M

PO

TS

[MP

a]

Amostras Secas

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

M1-P M1-M M2-P M2-M

PO

TS

[M

Pa]

Amostras Úmidas [3 h]

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

M1-P M1-M M2-P M2-M

PO

TS

[M

Pa]


0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

M1-P M1-M M2-P M2-M

PO

TS

[M

Pa]


108

mais baixos que os de CAP puro.

Conforme relatado por Aguiar-Moya (2015) e de acordo com os resultados obtidos

neste trabalho, os CAPs aplicados podem enrijecer de maneira diferente, o que pode levar a

resultados de arrancamento diferentes. Por isso, entende-se necessário incluir considerações

sobre viscoelasticidade do CAP para melhor interpretação dos resultados deste ensaio.

Após todas as análises supracitadas, notou-se que o único tempo de

condicionamento que seguiu o mesmo comportamento e com valores coerentes às misturas

secas foram as misturas com condicionamento de 12 h à umidade. Por isso, escolheu-se esse

tempo para determinar a 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆, conforme descrito pela Equação (36). A Figura 80 apresenta

os resultados dessa análise. A mistura M1-P apresentou 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 de 89%, valor menor que a

mistura M1-M de 92%. O AMO também teve resultados melhores se comparado à mistura com

CAP puro do agregado 2, com 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 de 97% para M2-M e 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 de 92% para M2-P.

Figura 80 – 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 das quatro misturas analisadas para 12 h de condicionamento

4.5.1 Relação de RPOTS com APDI e de RPOTS com RRT

A Figura 81 (a) mostra que, mesmo considerando a limitação na quantidade de

dados da presente pesquisa, não há indicação de uma forte correlação entre os valores de 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆

e os valores APDI, com R2=58%, para um tempo de condicionamento de 12 h. Ao observar a

Figura 81 (b) nota-se que 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 a 12 h de condicionamento apresenta forte correlação com os

resultados de RRT das 4 misturas asfálticas testadas nesse trabalho. Acredita-se que se o ensaio

ABS for feito a 24 h a relação de 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 com APDI e com RRT seriam mais fortes.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

Ph-P Ph-A G-P G-A

12 h 1,04 0,93 0,98 0,77

Seco 1,17 1,00 1,06 0,79

R_POTS 0,89 0,93 0,92 0,97

PO

TS

[MP

a]

109

Figura 81 – Relação de 𝑅𝑃𝑂𝑇𝑆 com APDI

(a) (b)

4.6 Caracterização Viscoelástica Linear

As curvas mestras de |E*| e de Φ foram construídas com a equação WLF para

determinar os fatores de deslocamento tempo-temperatura, à temperatura de referência de

21,1 ºC, conforme apresentado nas Figuras 82 (a) e (c). As Figuras 82 (b) e (d) trazem a

representação dos resultados no espaço Black e Cole-Cole das misturas asfálticas analisadas.

Figura 82 – Resultados de rigidez das misturas asfálticas

(a) (b)

(c) (d)

y = 0,1x + 85,03

R² = 0,58

80

85

90

95

100

0 20 40 60 80 100 120

RP

OT

S [

%]

APDI [%]M1/P M1/M M2-P M2-MM1-P M1-M

y = 0,118x + 85,42

R² = 0,83

80

85

90

95

100

0 20 40 60 80 100 120

RP

OT

S[%

]

RRT [%]M1-P M1-M M2-P M2-M

10

100

1000

10000

100000

1,E-05 1,E-03 1,E-01 1,E+01 1,E+03 1,E+05 1,E+07

|E*| [M

Pa]

Frequência Reduzida [Hz]

Curva Mestra - |E*|

M1-P M1-M M2-P M2-M

10

100

1000

10000

100000

0 10 20 30 40 50

|E*| [M

Pa]

Φ[º]

Espaço Black

M1-P M1-M M2-P M2-M

0

10

20

30

40

50

1,E-05 1,E-03 1,E-01 1,E+01 1,E+03 1,E+05 1,E+07

Φ[º

]


Curva Mestra do Φ

M1-P M1-M M2-P M2-M

0

1000

2000

3000

4000

0,E+00 1,E+04 2,E+04 3,E+04 4,E+04

Imágin

ari

o (

E"

) [

MP

a]

Real (E') [MPa]

Cole-Cole

M1-P M1-M M2-P M2-M

110

A mistura M2-M se mostrou menos rígida que as demais. A -10 ºC [Figura 83 (a)]

notou-se uma tendência de maior rigidez nas misturas M1-P e M2-P (com ligante puro). Já a

4,4 ºC as misturas M1-P e M1-M (com agregado 1) apresentaram maior rigidez [Figura 83 (b)].

A 21,1 ºC e 54,4 ºC, a mistura M1-M teve módulos mais elevados [Figura 83 (c)].

Figura 83 – Curvas mestras segmentadas por temperatura

(a) (b) (c)

(d) (e)

A Tabela 19 mostra qual mistura teve maior rigidez a cada temperatura e suas

variáveis (tipo de agregado e tipo de ligante). As misturas com os agregados da pedreira 1

tiveram resultados de |E*| maiores que as misturas com os agregados da pedreira 2, porém a

-10 ºC a mistura M2-P teve módulos semelhantes às misturas com agregado da pedreira 1. A

-10 ºC o ligante puro proporcionou maior rigidez às misturas que o ligante com AMO, enquanto

a 4,4 ºC as misturas com agregados da pedreira 1 tiveram módulos mais elevados.

Tabela 19 – Possíveis variáveis interferentes na rigidez Temperatura

[ºC]

Misturas Asfálticas Variável

M1-P M1-M M2-P M2-M |E*| Maior |E*| Menor

-10 Maior Menor Maior Menor Ligante Puro AMO

4,4 Maior Maior Menor Menor Agregado 1 Agregado 2

21,1 Menor Maior Menor Menor Agregado 1/AMO -

37,8 - - - - - -

54,4 - Maior - - Agregado 1/AMO -

20000

8,E+03 2,E+05 3,E+06

|E*| [M

Pa]


T = -10 ºC

M1-P M1-M M2-P M2-M

10000

1,E+01 1,E+02 1,E+03 1,E+04

|E*| [M

Pa]


T = 4,4 ºC

M1-P M1-M M2-P M2-M

1500

15000

8,E-02 8,E-01 8,E+00

|E*| [M

Pa]


TREF = 21,1 ºC

M1-P M1-M M2-P M2-M

150

1500

1,E-04 1,E-03 1,E-02 1,E-01

|E*| [M

Pa]


T = 37,8 ºC

M1-P M1-M M2-P M2-M

50

500

1,E-05 1,E-04 1,E-03 1,E-02

|E*| [M

Pa]


T = 54,4 ºC

M1-P M1-M M2-P M2-M

111

4.6.1 Modelagem Viscoelástica Linear

De acordo com Babadopulos (2013), o procedimento visual de ajuste do modelo

2S2P1D pode ser realizado a partir da avaliação dos diagramas de Black e de Cole-Cole,

complementadas pelas curvas mestras para determinação do parâmetro de tempo característico

do modelo. A aderência do modelo aos dados experimentais é verificada com o auxílio de outros

gráficos, como as curvas mestras de |E*| e de Φ. Os sete coeficientes do modelo são modificados

até que sejam capazes de se representar os resultados experimentais. A Figura 84 apresenta a

previsão do modelo 2S2P1D para o |E*| com os respectivos dados experimentais, enquanto que

os parâmetros do modelo se encontram na Tabela 20.

Figura 84 – Modelagem 2SP1D

(a) (b)

(c) (d)

Tabela 20 – Parâmetros do modelo 2S2P1D, a TREF = 21,1 ºC

Misturas Coeficientes do Modelo 2S2P1D

E00 [MPa] E0 [MPa] k H δ τE [s] β

M1-P 5,5 E+01 3,6 E+04 0,20 0,59 2,0 0,030 240

M1-M 7,2 E+01 3,4 E+04 0,20 0,60 2,0 0,030 240

M2-P 5.0 E+01 3,5 E+04 0,20 0,59 1,9 0,020 220

M2-M 5,9 E+01 3,4 E+04 0,19 0,60 2,0 0,015 220

10

100

1000

10000

100000

1,0E-06 1,0E-02 1,0E+02 1,0E+06

|E*| [(

MP

a]

aT . Frequência [Hz]

Curva mestra (|E*|) - M1-P

-10,17 ºC 4,47 ºC 21,21 ºC37,88 ºC 54,63 ºC 2S2P1D

TREF = 21,1 ºC

10

100

1000

10000

100000

1,00E-06 1,00E-02 1,00E+02 1,00E+06

|E*| (M

Pa)


Curva mestra (|E*|) - M1-M

-10,20 ºC 4,36 ºC 20,83 ºC38,06 ºC 54,11 ºC 2S2P1D

TREF = 21,1 ºC

10

100

1000

10000

100000

1,00E-06 1,00E-02 1,00E+02 1,00E+06

|E*| (M

Pa)


Curva mestra (|E*|) - M2-P

-9,91 ºC 4,35 ºC 20,89 ºC37,86 ºC 54,18 ºC 2S2P1D

10

100

1000

10000

100000

1,00E-06 1,00E-02 1,00E+02 1,00E+06

|E*| (M

Pa)


Curva mestra (|E*|) - M2-M

-9,89 ºC 4,30 ºC 21,11 ºC38,03 ºC 54,37 ºC 2S2P1D

TREF = 21,1 ºCTREF = 21,1 ºC

112

Os dados experimentais das quatro misturas asfálticas analisadas foram utilizados

para a previsão de propriedades por meio de um modelo de espectro discreto (Série de Prony-

KVG) e por um modelo de espectro contínuo (2S2P1D) [Figura 85]. Foram utilizados 19

elementos na previsão com a Série de Prony, sendo possível notar que com esse número

elementos o modelo discreto se aproxima consideravelmente do modelo contínuo.

Figura 85 – Comparação da Série de Prony (KVG) com 2S2P1D

(a) (b)

(c) (d)

A Tabela 21 apresenta o espectro de relaxação e o espectro de retardação das

misturas asfálticas analisadas.

Tabela 21 – Espectro de relaxação e espectro de retardação

N0

Série de Prony de Maxwell Série de Prony de Kelvin-Voigt

M1-P M1-M M2-P M2-M M1-P M1-M M2-P M2-M

𝜌𝑖[s] 𝐸𝑖 𝐸𝑖 𝐸𝑖 𝐸𝑖 𝜏𝑗 𝐷𝑗 𝐷𝑗 𝐷𝑗 𝐷𝑗

∞ - 5,50E+01 7.22E+01 5.01E+01 5.91E+01 - 2.78E-05 2.94E-05 2.86E-05 2.94E-05

1 1.56E-14 2.08E+02 1.96E+02 2.08E+02 2.84E+02 1.56E-14 1.61E-07 1.70E-07 1.71E-07 2.47E-07

2 1.53E-13 2.42E+02 2.28E+02 2.42E+02 3.24E+02 1.53E-13 1.90E-07 2.01E-07 2.01E-07 2.88E-07 3 1.49E-12 2.96E+02 2.79E+02 2.96E+02 3.96E+02 1.49E-12 2.36E-07 2.50E-07 2.50E-07 3.59E-07

4 1.46E-11 4.05E+02 3.82E+02 4.05E+02 5.02E+02 1.46E-11 3.29E-07 3.48E-07 3.48E-07 4.67E-07

5 1.43E-10 6.44E+02 6.08E+02 6.40E+02 7.80E+02 1.43E-10 5.38E-07 5.69E-07 5.70E-07 7.53E-07


8 1.34E-07 2.03E+03 1.91E+03 2.90E+03 2.17E+03 1.34E-07 2.10E-06 2.22E-06 2.23E-06 2.74E-06

9 1.31E-06 2.77E+03 2.61E+03 3.72E+03 2.84E+03 1.31E-06 3.36E-06 3.55E-06 3.58E-06 4.29E-06

0

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

0 10.000 20.000 30.000 40.000

Imagin

ári

o (

E''

) [

MP

a]

Real ( E' ) [Pa]

M1-P (n=19)2S2P1DSérie de Prony

0

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

0 10.000 20.000 30.000 40.000

Imagin

ári

o (

E"

) [

MP

a]

Real ( E' ) [Pa]

M1-M (n=19)2S2P1DSérie de Prony

0

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

0 10.000 20.000 30.000 40.000

Ima

gin

ári

o (

E"

) [

MP

a]

Real ( E' ) [Pa]

M2-P (n=19)2S2P1D

Série de Prony

0

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

0 10.000 20.000 30.000 40.000

Imag

inári

o (

E"

) [M

Pa]

Real (E' ) [Pa]

M2-M (n=19)2S2P1D

Série de Prony

113

10 1.29E-05 3.58E+03 3.37E+03 4.50E+03 3.50E+03 1.29E-05 5.44E-06 5.74E-06 5.83E-06 6.83E-06

11 1.26E-04 4.34E+03 4.09E+03 5.26E+03 4.09E+03 1.26E-04 9.14E-06 9.61E-06 9.91E-06 1.14E-05

12 1.23E-03 4.96E+03 4.67E+03 2.10E+01 4.59E+03 1.23E-03 1.65E-05 1.73E-05 1.83E-05 2.09E-05


15 1.16E+00 2.75E+03 2.61E+03 2.39E+03 2.06E+03 1.16E+00 2.48E-04 2.69E-04 3.12E-04 3.84E-04

16 1.13E+01 1.09E+03 1.00E+03 8.78E+02 7.14E+02 1.13E+01 8.49E-04 9.48E-04 1.10E-03 1.42E-03

17 1.11E+02 3.34E+02 3.02E+02 2.59E+02 2.04E+02 1.11E+02 3.21E-03 3.54E-03 4.24E-03 5.36E-03 18 1.08E+03 1.42E+01 8.56E+00 7.70E+00 5.13E+01 1.08E+03 9.30E-03 7.21E-03 1.10E-02 8.59E-03

19 1.06E+04 9.31E+01 8.14E+01 7.06E+01 2.97E+00 1.06E+04 4.39E-03 1.72E-03 3.13E-03 9.51E-04

A interconversão entre os parâmetros de rigidez do modelo MWG (série de Prony

do módulo de relaxação) e do modelo KVG (Série de Prony da função fluência) foi realizada

com base no estudo de Tiouajni et al. (2011), utilizando código do Matlab desenvolvido por

Babadopulos (2014). O bom ajuste tanto dos módulos estocagem (E’) quanto dos módulos de

perda (E”) [Figura 86] são indicativos de que os ensaios laboratoriais obedeceram aos limites

de linearidade.

Figura 86 – Interconversão dos parâmetros de rigidez

(a) (b)

(c) (d)

1E+00

1E+01

1E+02

1E+03

1E+04

1E+05

1E-06 1E-03 1E+00 1E+03 1E+06

Mód

ulo

[M

Pa]

Frequencia reduzida [Hz]

M1-P

E' [Experimental]

E' [KVG]

E' [MWG]

E' '[Experimental]

E' '[KVG]

E' '[MWG]

1E+00

1E+01

1E+02

1E+03

1E+04

1E+05

1E-06 1E-03 1E+00 1E+03 1E+06

Mód

ulo

[M

Pa]


M1-M

E' [Experimental]

E' [KVG]

E' [MWG]

E' ' [Experimental]

E' ' [KVG]

E' ' [MWG]

1E+00

1E+01

1E+02

1E+03

1E+04

1E+05

1E-06 1E-03 1E+00 1E+03 1E+06

Mód

ulo

[M

Pa]


M2-P

E' [Experimental]E' [KVG]E' [MWG]E' '[Experimental]E' '[KVG]E' '[MWG]

1E+00

1E+01

1E+02

1E+03

1E+04

1E+05

1E-06 1E-03 1E+00 1E+03 1E+06

Mód

ulo

[M

Pa]


M2-M

E' [Experimental]E' [KVG]E' [MWG]E' '[Experimental]E' '[KVG]E' '[MWG]

114

4.7 Fadiga das Misturas Asfálticas

O protocolo de ensaio S-VECD, baseado em ensaios uniaxiais cíclicos de

tração/compressão sob deformação controlada, foi usado para caracterização de fadiga desse

estudo. As curvas características de dano são ajustadas usando a Lei de Potência [Equação (9)]

e juntamente com as curvas 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 de cada mistura, conforme Figuras 87, 88, 89, e 90.

Figura 87 – Curva característica de dano e curva 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 da mistura M1-P

(a) (b)

Figura 88 – Curva característica de dano e curva 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 da mistura M1-M

(a) (b)

Figura 89 – Curva característica de dano e curva 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 da mistura M2-P

(a) (b)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,0E+00 1,0E+05 2,0E+05 3,0E+05

Inte

grid

ad

e -

C

Dano acumulado- S

M1-PCP01: DMR = 0.96 | AID = 302 με

CP02: DMR = 0.96 | AID = 374 με

CP03: DMR = 0.76 | AID = 463 με

C_11 = 3.29E-04 | C_12 = 6.37E-01

𝑪 = 𝟏 − 𝑪𝟏𝟏𝑪𝑪𝟏𝟐

T=19 ºC

y = 4E+11x-2,687

R² = 0,92

1

10

100

1000

10000

1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05

GR

(J/m

2/c

iclo

)

𝑁𝑓

M1-P

302 µε 374 µε 463 µε

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,0E+00 1,0E+05 2,0E+05 3,0E+05

Inte

grid

ad

e -

C

Dano acumulado- S

M1-MCP01: DMR = 0,87 | AID = 187 με

CP03: DMR = 0,75 | AID = 463 με

CP04: DMR = 0,78 | AID = 415 με

CP02: DMR = 0,86 | AID = 362 με

C_11=1,37E-04 | C_12=7,37E-01

𝑪 = 𝟏 − 𝑪𝟏𝟏𝑪𝑪𝟏𝟐

T=19 ºC

y = 6E+08x-1,983

R² = 0,93

1

10

100

1000

10000

1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05

GR

(J/m

2/c

iclo

)

𝑁𝑓

M1-M

186 µε 362 µε 463 µε 415 µε

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,0E+00 1,0E+05 2,0E+05 3,0E+05

Inte

grid

ad

e -

C

Dano acumulado- S

M2-PCP01: DMR = 0.77 | AID = 289 με

CP02: DMR = 0.96 | AID = 166 με

CP03: DMR = 0.87 | AID = 297 με

C_11 = 8.68E-04 | C_12 = 5.71E-01

𝑪 = 𝟏 − 𝑪𝟏𝟏𝑪𝑪𝟏𝟐

T=19 ºC

y = 3E+09x-2.068

R² = 0.88

1

10

100

1000

1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05

GR

(J/m

2/c

iclo

)

𝑁𝑓

M2-P

289 µε 166 µε 297 µε

115

Figura 90 – Curva característica de dano e curva 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 da mistura M2-M

(a) (b)

Os valores médios e coeficiente de variação (CV) de integridade (𝐶𝑓) e de dano

acumulado (𝑆𝑓) na falha dos materiais usados nessa pesquisa são mostrados na Tabela 22.

Tabela 22 – 𝐶𝑓 e 𝑆𝑓 das misturas testadas

𝐶𝑓 𝑆𝑓

Média CV [%] Média CV [%]

M1-P 0.38 56,3 144013 50,6

M1-M 0.53 52,5 75306 71,5

M2-P 0,31 7,6 124809 23,7

M2-M 0,35 14,8 101565 34,8

A Figura 91 (a) apresenta as curvas características de dano ajustadas pela Lei de

Potência e a Figura 91 (b) traz as curvas 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓 das quatro misturas testadas. Analisando as

curvas é possível notar que para os mesmos valores de dano acumulado percebe-se que, as

misturas com ligante puro apresentam maiores valores de integridade se comparadas as misturas

com ligante com AMO. Essa tendência também ocorre com as misturas produzidas com o

agregado 1 em comparação às misturas produzidas com o agregado 2. Devido à diferença de

rigidez das misturas testadas não é possível inferir diretamente que as misturas com maior

integridade têm melhor comportamento quanto à fadiga, só sendo possível corroborar essa

afirmação após as simulações de fadiga a amplitudes de deformações constantes. É igualmente

importante considerar que, no pavimento, as variações de rigidez entre as camadas provocam

variações nas amplitudes de deformação na camada de revestimento. Isso provoca efeito na

vida de fadiga do revestimento utilizado no pavimento.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,0E+00 1,0E+05 2,0E+05 3,0E+05

Inte

grid

ad

e -

C

Dano acumulado- S

M2-MCP03: DMR = 0.82 | AID = 332 με

CP01: DMR = 1.01 | AID = 276 με

CP03: DMR = 1.03 | AID = 309 με

C_11 = 4.50E-04 | C_12 = 6.33E-01

𝑪 = 𝟏 − 𝑪𝟏𝟏𝑪𝑪𝟏𝟐

T=19 ºC

y = 8E+07x-1.535

R² = 0.84

1

10

100

1000

1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05

GR

(J/m

2/c

iclo

)

𝑁𝑓

M2-M

276 µε 309 µε 332 µε

116

Figura 91 – Curvas características de dano e curvas 𝐺𝑅 𝑣𝑠 𝑁𝑓

(a) (b)

Os valores de correlação da dissipação de energia de pseudo-deformação com a

vida de fadiga proposta por Sabouri e Kim (2014) mostrou elevados valores R2 para as quatro

misturas analisadas [Figura 91 (b)]. O parâmetro de dano 𝛼, obtido a partir da série Prony

ajustada aos valores de módulo de armazenamento experimentais, bem como os coeficientes de

ajuste das curvas de dano e a DMRMÉDIA das quatro misturas asfálticas analisadas encontram-se

na Tabela 23.

Tabela 23 – Parâmetros de fadiga Parâmetros M1-P M1-M M2-P M2-M

C11 3,29E-04 1,37E-04 8,68E-04 4,50E-04

C12 6,37E-01 7,37E-01 5,71E-01 6,33E-01

𝛼 3,191 3,197 3,088 2,971

DMRMÉDIA 0,892 0,805 0,874 0,950

4.7.1 Simulação do Comportamento quanto à Fadiga

Para simular o comportamento das quatro misturas asfálticas, após a calibração dos

modelos de dano, utilizou-se as Equações descritas na seção 2.14 da Revisão da Literatura,

apresentadas por Nascimento (2016).

A Figura 92 apresenta a simulação da resposta das deformações suportadas pelas

misturas frente a 𝑁𝑓 constantes. Escolheu-se fixar cinco diferentes 𝑁𝑓 para obter as respectivas

deformações. Os 𝑁𝑓 escolhidos foram 1‧106, 5‧105, 1‧105, 5‧104 e 1‧104, esses valores foram

simulados às temperaturas de T1=10 ºC [Figura 92 (a)], T2=20 ºC [Figura 92 (b)], T3=30 ºC

[Figura 92 (c)] e T4=40 ºC [Figura 92 (d)] . Analisando as Figuras 92 (a), (b), (c) e (d) nota-se

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,0E+00 5,0E+04 1,0E+05 1,5E+05

Inte

gri

dad

e d

o m

ate

rial

-C

Dano acumulado - S

M1-P: C_11=3,29E-04 | C_12=6,37E-01

M1-M: C_11=1,37E-04 | C_12=7,37E-01

M2-P: C_11=8,68E-04 | C_12=5,71E-01

M2-M: C_11=4,50E-04 | C_12=6,33E-01

𝑪 = 𝟏 − 𝑪𝟏𝟏𝑺𝑪𝟏𝟐

T= 19 ºC

y = 5E+11x-2,687

R² = 0,92

y = 6E+08x-1,983

R² = 0,93

y = 3E+09x-2,068

R² = 0,88

y = 8E+07x-1,535

R² = 0,831

10

100

1000

10000

1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04

GR

(J/m

2/c

iclo

)

Nf

M1-P M1-M M2-P M2-M

117

que, as misturas com AMO podem resistir a maiores deformações que as misturas com ligante

puro (M1-M >M1-P e M2-M >M2-P). As misturas com o agregado 2 também apresentaram

melhor resistência a deformações que as misturas com o agregado 1 (M2-P >M1-P e M2-M

>M1-M). A norma Europeia EN 12697-24 (2012) especifica o parâmetro 휀6 como o nível de

deformação associado a uma vida de fadiga de 1 milhão de ciclos, i.e., 1‧106 ciclos. Utilizando

o parâmetro 휀6 é possível visualizar que o AMO proporcionou, em média, deformações

suportadas 3 vezes maiores que as misturas com ligante puro. Em média, as 4 misturas testadas

apresentaram capacidade de resistir a deformações 20% menores a cada aumento de 10 ºC na

temperatura. Os melhores resultados na vida de fadiga das misturas asfálticas testadas foram

M2-M > M1-M > M2-P > M1-P.

Figura 92 – Simulação da fadiga a 𝑁𝑓 constante

(a) (b)

(c) (d)

Para uma compreensão mais abrangente dos resultados da simulação, decidiu-se

pela representação tridimensional (deformação no eixo y, número de ciclos no eixo x e a

temperatura no eixo z) da simulação das quatro misturas asfálticas. Analisando a Figura 93, é

13µε

43µε

28µε

95µε

y = 16030 x-0,51

y = 2165,9x-0,282

y = 4898x-0,373

y = 2006x-0,221

1

10

100

1.000

1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07

Defo

rm

ação [

με]

𝑁𝑓

T=10 ºC

M1-P M1-M M2-P M2-M

10µε

32µε

22µε

71µε

y = 12302 x-0,51

y = 1619x-0,282

y = 3828x-0,373

y = 1509x-0,221

1

10

100

1.000

1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07

Defo

rm

ação [

με]

𝑁𝑓

T=20 ºC

M1-P M1-M M2-P M2-M

8µε

25µε

17µε

55µε

y = 9738,5 x-0,51

y = 1252,3x-0,282

y = 3082x-0,373

y = 1175x-0,221

1

10

100

1.000

1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07

Defo

rm

ação [

με]

𝑁𝑓

T=30 ºC

M1-P M1-M M2-P M2-M

6µε

20µε

14µε

44µε

y = 7911,8x-0,51

y = 996,5 x-0,282

y = 2542x-0,373

y = 940,1x-0,221

1

10

100

1.000

1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07

Defo

rm

ação [

με]

𝑁𝑓

T=40 ºC

M1-P M1-M M2-P M2-M

118

possível notar que o aumento da temperatura reduziu a vida de fadiga simulada das 4 misturas

asfálticas testadas. Fixando-se uma faixa de deformação admitida de 0 a 25µε, nota-se que, a

mistura M1-P resistiria a 𝑁𝑓 iniciais de 2E+05 até 1E+06 [Figura 93 (a)], em comparação, a

mistura M1-M nessa mesma condição de 𝑁𝑓 resistiria de 25 a 50µε, na maior parte do espectro

de temperatura analisado [Figura 93 (b)]. A mistura M2-P em 𝑁𝑓 iniciais de 2E+05 até 1E+06

resiste de 0 a 25µε nas temperaturas de 30 e 40 ºC, enquanto que a 10 e a 20 ºC a deformação

suportada atinge valores de 25 a 50µε [Figura 93 (c)]. Na mesma condição de 𝑁𝑓 a mistura M2-

M inicia em uma pequena faixa de 25 a 50µε a temperatura de 40 ºC e os valores de deformações

suportadas crescem com a diminuição da temperatura até que para 𝑁𝑓 de 2E+05 a 10 ºC a

mistura suporta de 125 a 150µε [Figura 93 (d)].

Figura 93 – Representação tridimensional da simulação de fadiga

(a) (b)

(c) (d)

10

20

30

40

0255075

100125150175200225250275

Def

orm

açã

o [

με]

Nf

M1-P

0-25 25-50 50-75 75-100100-125 125-150 150-175 175-200200-225 225-250 250-275

10

20

30

40

0255075

100125150175200225250275

Def

orm

açã

o [

με]

Nf

M1-M

0-25 25-50 50-75 75-100100-125 125-150 150-175 175-200200-225 225-250 250-275

10

20

30

40

0255075

100125150175200225250275

Def

orm

açã

o [

με]

Nf

M2-P

0-25 25-50 50-75 75-100100-125 125-150 150-175 175-200200-225 225-250 250-275

10

20

30

40

0255075

100125150175200225250275

Def

orm

açã

o [

με]

Nf

M2-M

0-25 25-50 50-75 75-100

100-125 125-150 150-175 175-200

200-225 225-250 250-275

119

Essa tendência de maior vida de fadiga das misturas com AMO frente as misturas

com ligante puro e das misturas com o agregado 2 frente ao agregado 1 pode ser observada em

todo o espectro de temperatura analisado. Fixando-se 𝑁𝑓 de 1E+04 as máximas deformações

suportadas pelas 4 misturas ficaram restritas a temperatura de 10 ºC, com valores em ordem

crescente de 145µε para M1-P, de 157µε para M2-P, de 161µε para M1-M e de 263µε para

M2-M.

120

5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS


Neste capítulo são apresentadas as principais conclusões obtidas nesse trabalho, que

teve por finalidade investigar a influência da adesividade agregado-ligante no trincamento por

fadiga de misturas asfálticas. Os temas adesividade e fadiga tratam de questões distintas que

afligem o revestimento asfáltico, e até por isso os ensaios laboratoriais são bastante distintos.

Por isso, este capítulo foi dividido em conclusões gerais, conclusões específicas e

recomendações para trabalhos futuros. Nas conclusões gerais foram sintetizadas as principais

informações a respeito dos materiais utilizados e suas consequências na adesividade e

consequentemente sua influência na vida de fadiga das misturas asfálticas investigadas. As

conclusões específicas foram subdivididas em três tópicos: (i) adesividade, (ii) viscoelasticidade

linear e (iii) fadiga. As recomendações para trabalhos futuros abordam as perspectivas de

ensaios e análises futuras. As conclusões a seguir devem ser consideradas à luz da metodologia

empregada e dos materiais estudados.

5.2 Conclusões Gerais

Tanto o agregado granítico quanto o agregado fonolítico apresentaram má

compatibilidade (adesividade insatisfatória) com o CAP Puro, todavia quando o AMO foi

adicionado a este CAP a sua compatibilidade com ambos agregados foi boa (adesividade

satisfatória). O RSP melhorou a adesividade agregado-ligante e atuou no combate ao dano por

umidade, o que pode indicar o potencial uso desse resíduo como melhorador de adesividade.

O Processamento Digital de Imagens se mostrou uma ferramenta capaz de

determinar o percentual de área de agregado recoberto pelo ligante asfáltico após o ensaio de

adesividade (APDI). Essa análise permitiu inferir que a angularidade, a textura e a porosidade

dos agregados não foram capazes de prever a adesividade, medida pelo PDI. Por outro lado, o

teor de Fe2O3 e CaO dos agregados se mostraram boas variáveis para previsão da adesividade

e quanto maior for seus respectivos teores, melhor será a adesividade. O agregado granítico

apresentou melhores resultados nos ensaios de adesividade que o agregado fonolítico, acredita-

se que o maior teor de CaO do primeiro frente ao segundo foi preponderante para esse resultado.

O resultado do ensaio de adesividade analisado por PDI mostrou forte correlação

121

com o resultado de Dano por Umidade induzida, o que leva a concluir que, apesar de o primeiro

analisar a mistura solta e o segundo a mistura compactada, ambos avaliam defeitos causados

pela umidade. O ensaio Asphalt Bond Strength mostrou ser uma ferramenta promissora para

análise da adesividade, porém se faz necessário utilizar conceitos de viscoelasticidade para

tratar os dados, já que a rigidez do ligante asfáltico pode influenciar nos resultados.

Em relação à vida de fadiga, a simulação mostrou que as misturas que resistiriam

maiores deformações seriam M2-M > M1-M > M2-P > M1-P. Isso leva a concluir que, a

adesividade influenciou a vida fadiga das misturas asfálticas testadas, já que a ordem de

melhores misturas quanto à vida de fadiga seguiu a mesma quando analisada a ordem do ensaio

tradicional de adesividade analisado por PDI e do ensaio de Dano por Umidade Induzida; i.e.,

o agregado granítico apresentou melhor vida de fadiga que o agregado fonolítico, o mesmo

ocorreu com o aditivo melhor de adesividade frente ao CAP puro.

5.3 Conclusões Específicas

As conclusões individuais de cada ensaio e de cada tema abordado neste trabalho

estão ilustradas na Figura 94, analisando a mesma é possível notar que o agregado 2 teve

melhores resultados que o agregado 1, tanto para a adesividade quanto para a fadiga; o mesmo

pode ser observado em relação ao AMO frente ao CAP Puro.

Figura 94 – Conclusões específicas dos temas abordados

Adesividade

- ABNT 12583

▪ Insatisfatória: CAP Puro e RSP;

▪ Satisfatória: AMO;

- PDI

▪ Melhor: Agregado 2 e AMO;

▪ Pior: Agregado 1 e CAP Puro;

▪ O RSP aumentou em 19% APDI;

▪ O AMO teve APDI de 100%;

- ABNT 15617



▪ O RSP elevou em 18% a RRT;

- AASTHO TP 91

Para um RPOTS [12 h] obteve-se:



Viscoelasticidade

Linear

- Caracterização

▪ Menor rigidez: Agregado 2 e

AMO em todas temperaturas ;

▪ Maior rigidez:

a) -10 ºC: CAP Puro > AMO;

b) 4,4 ºC: Agregado 1 > Agreg. 2;

c) 21,1 ºC e 54,4 ºC: Agregado 1

e AMO;

- Modelagem

▪ Modelo 2S2P1D: Bom ajuste

aos dados experimentais de |E*|;

▪ Linearidade: Interconversão

dos modelos KVG e MWG

indicam bom ajuste aos dados

experimentais de E' e E".

Fadiga

- Ensaio

▪ Geometria: CPs com h=130 mm

e D = 100 mm tiveram rupturas no

local desejado;

▪ Valores fixos dos controladores

PID geraram rupturas desejadas;

- Caracterização

▪ Cf e Sf foram maiores para as

misturas com CAP Puro;

▪ Boas correlações de GR vs Nf ;

- Simulação

▪ Maior vida de fadiga:

AMO > CAP PURO;

Agregado 2 > Agregado 1;

▪ Parâmetro 𝜺𝟔 AMO > CAP Puro;

Agregado 2 > Agregado 1;

122

5.4 Recomendações para Trabalhos Futuros

As seguintes recomendações para trabalhos futuros são sugeridas:

(i) Desenvolvimento de um ensaio de adesividade com duas faces serradas de

agregados ligadas por uma fina película de ligante, sob carregamento cíclico

de tração/compressão.

(ii) Formar uma base de dados robusta dos ensaios de adesividade utilizados

nessa pesquisa, utilizando diferentes tipos de agregados e de ligantes

asfálticos puros e modificados.

(iii) Avaliar outros melhoradores de adesividade como a Cal, quanto à adesividade

e ao trincamento por fadiga.

(iv) Analisar a fadiga dos ligantes asfálticos e correlacionar com a fadiga das

misturas asfálticas.

(v) Desenvolver uma metodologia de condicionamento de corpos de prova para

realização do ensaio dos ensaios de módulo dinâmico e de fadiga a tração/

compressão.

(vi) Avaliar a fadiga de misturas asfálticas condicionadas à umidade.

123

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133

APÊNDICE A

Figura 95 – Etapas e código implementado do PDI

(a) (b)

I=imread('TESTE.jpg');

figure(1); imshow(I); EC=rgb2gray(I);

figure (2); imshow(EC);

figure (3); imhist(EC);

level=0.200; A = im2bw(EC,level);

figure(4); imshow(A); B=~A;

figure(5); imshow(B);

bwarea(B) H=imread('TESTE.jpg');

figure(6); imshow(H);

figure(7); imhist(H); EscalaCinza=rgb2gray(H);

imshow(EscalaCinza);

figure (8); imhist(EscalaCinza);

level=0.785; C = im2bw(EscalaCinza,level);

figure(9); imshow(C);

D=~C;

figure(10); imshow(D);

bwarea(D) AREATOTAL=bwarea(D)

AREARECOBERTA=bwarea(B)/AREATOTAL

Reconhecimento e classificação

Segmentação

Pré-processamento/Realce

Imagem

original

Imagem escala de

cinza Encontrar limiares

Limiarização dos

pixels do ligante

Limiarização dos

pixels do ligante + agregado

Contagem do nº

de pixels do ligante

Contagem do nº

de pixels do ligante + agregado

Área

recoberta

134

APÊNDICE B

Figura 96 – Ruptura de alguns CPs usados no ensaio de fadiga

M1-M

M2-P

M1-P

M2-M

universidade federal do cearÁ centro de...

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